Upload
others
View
14
Download
0
Embed Size (px)
Citation preview
Lời nói đầu
----
Căn cứ vào quy hoạch báo chí đã được Thủ tướng Chính phủ phê duyệt, theo văn bản đề nghị của Bộ Giáo dục và Đào tạo, ngày 25 tháng 11 năm 2002, Bộ Văn hoá - Thông tin đã ra Quyết định số 510/GP-BVHTT, cấp giấy phép hoạt động báo chí cho Tạp chí “Khoa học và Công nghệ” Đại học Đà Nẵng.
Ngày 10 tháng 8 năm 2006, Cục Báo chí Bộ Văn hoá - Thông tin đã có Công văn số 816/BC đồng ý cho phép Tạp chí “Khoa học và Công nghệ” Đại học Đà Nẵng được tăng kỳ xuất bản từ 03 tháng/kỳ lên thành 02 tháng/kỳ.
Ngày 6 tháng 2 năm 2007, Trung tâm Thông tin Khoa học và Công nghệ Quốc gia thuộc Bộ Khoa học và Công nghệ đã có Công văn số 44/TTKHCN-ISSN đồng ý cấp mã chuẩn quốc tế: ISSN 1859-1531 cho Tạp chí “Khoa học và Công nghệ”, Đại học Đà Nẵng.
Ngày 5 tháng 3 năm 2008, Cục Báo chí, Bộ Thông tin và Truyền thông đã có Công văn số 210/CBC cho phép Tạp chí “Khoa học và Công nghệ” Đại học Đà Nẵng, ngoài ngôn ngữ được thể hiện là tiếng Việt, được bổ sung thêm ngôn ngữ thể hiện bằng tiếng Anh và tiếng Pháp.
Ngày 15 tháng 9 năm 2011, Bộ Thông tin và Truyền thông đã có Quyết định số 1487/GP-BTTTT cấp Giấy phép sửa đổi, bổ sung cho phép Tạp chí Khoa học và Công nghệ, Đại học Đà Nẵng được tăng kỳ hạn xuất bản từ 02 tháng/kỳ lên 01 tháng/kỳ và tăng số trang từ 80 trang lên 150 trang.
Ngày 07 tháng 01 năm 2016, Bộ Thông tin và Truyền thông đã có Quyết định số 07/GP-BTTTT cấp Giấy phép hoạt động báo chí in cho Tạp chí Khoa học và Công nghệ, Đại học Đà Nẵng được xuất bản 15 kỳ/01 năm (trong đó, có 03 kỳ xuất bản bằng ngôn ngữ tiếng Anh).
Tạp chí “Khoa học và Công nghệ” Đại học Đà Nẵng ra đời với mục đích:
Công bố, giới thiệu các công trình nghiên cứu khoa học trong lĩnh vực giảng dạy và đào tạo;
Thông tin các kết quả nghiên cứu khoa học ở trong và ngoài nước nhằm phục vụ cho công tác đào tạo của nhà trường;
Tuyên truyền, phổ biến đường lối chính sách của Đảng và Nhà nước trong lĩnh vực giáo dục, đào tạo và nghiên cứu khoa học, công nghệ.
Tạp chí “Khoa học và Công nghệ” Đại học Đà Nẵng ra đời là sự kế thừa và phát huy truyền thống các tập san, thông báo, thông tin, kỷ yếu Hội thảo của Đại học Đà Nẵng và các trường thành viên trong gần 40 năm qua.
Ban Biên tập rất mong sự phối hợp cộng tác của đông đảo các nhà khoa học, nhà giáo, các cán bộ nghiên cứu trong và ngoài nhà trường, trong nước và ngoài nước để Tạp chí “Khoa học và Công nghệ” của Đại học Đà Nẵng ngày càng có chất lượng tốt hơn.
BAN BIÊN TẬP
MỤC LỤC ISSN 1859-1531 - Tạp chí KHCN ĐHĐN, Số 1(122).2018
KHOA HỌC KỸ THUẬT VÀ CÔNG NGHỆ
Nguy cơ dòng Rip ven biển Đà Nẵng The Rip current hazard along the coastline of Da Nang Nguyễn Thị Bảy, Phạm Văn Tiến, Lê Văn Khoa 1
Khảo sát môi trường đất bằng phương pháp ảnh điện 2D-3D, nghiên cứu cụ thể tại các tuyến đường quận Ngũ Hành Sơn, Tp. Đà Nẵng Geological survey via electrical graphics 2,3-dimensional method, a case study at Ngu Hanh Son district, Danang city Lê Phước Cường, Lương Văn Thọ 7
Tổng hợp oxit mangan có bề mặt riêng lớn cho phản ứng oxy hóa hoàn toàn isopropanol ở nhiệt độ thấp Synthesis of high surface area manganese oxide for total catalytic oxidation of isopropanol at low temperature Phan Mạnh Duy, Nguyễn Đình Minh Tuấn 11
Ứng dụng bộ quan sát phi tuyến vi phân cục bộ trong điều khiển tốc độ động cơ điện một chiều kích từ nối tiếp không cảm biến tốc độ Application of a locally infinitesimal nonlinear observer to the speed sensorless control of series connected direct
current machines Vũ Hoàng Giang 16
Tổng hợp vật liệu cacbon nano ống và ứng dụng để hấp phụ xăng dầu Synthesizing carbon nanotube material and its application to oil absorption Huỳnh Anh Hoàng, Nguyễn Đình Lâm, Nguyễn Khương Bình 19
Thiết kế và mô phỏng hệ thống điện năng lượng mặt trời không nối lưới Design and simulation of stand-alone photovoltaic power system Nguyễn Lê Hòa, Phạm Tiến Đạt, Đỗ Xuân Khải 23
Tính toán tối ưu điều phối điện năng trong hệ thống năng lượng điện mặt trời nối lưới dùng CPLEX kết nối Matlab Optimal calculations of electrical power flow control for grid-tied solar system by using CPLEX – Matlab connector Giáp Quang Huy, Nguyễn Thị Thanh Quỳnh 28
Sử dụng thuật toán di truyền chọn vị trí tụ bù trong lưới phân phối có sóng hài nhằm giảm tổn thất điện năng và cải thiện tổng biến dạng sóng hài (THD) Using genetic algorithm for optimally capacitor locating in distribution system with the presence of harmonics for
loss reduction and total harmonic distortion (THD) improvement Nguyễn Văn Minh, Bạch Quốc Khánh 33
Ảnh hưởng của phương pháp tiền xử lý bằng kiềm đến hiệu suất và chất lượng gelatin chiết xuất từ vảy cá hồi Studying the effect of pretreatment methods with alkane on yield and quality of gelatin extracted from salmon scale Nguyễn Thị Trúc Loan, Từ Thị Mỹ Lệ 38
Bộ nghịch lưu kép tăng áp ba pha cho động cơ không đồng bộ ba pha sáu đầu dây A three phase dual boost inverter for open-end winding induction motor Tô Thanh Lợi, Nguyễn Minh Khai, Đỗ Đức Trí, Trần Tấn Tài 43
Sự kết hợp đa chiều giữa quy hoạch xanh và kiến trúc xanh cho đô thị Đà Nẵng – dưới góc nhìn hệ thống The multi – direction combination of green design with green architecture for Danang city from a systematic perspective Lê Thị Ly Na 47
Tính ngắn mạch trong lưới kết nối nguồn nghịch lưu có điều khiển điện áp thấp LVRT Short circuit calculation in a power system connected with low voltage ride through inverter Đỗ Công Ngôn, Cao Wei 51
Ảnh hưởng của sóng hài dòng điện trong động cơ từ trở Influence of harmonic current in switched reluctance motors Phí Hoàng Nhã, Đào Quang Thủy, Nguyễn Sơn Tùng, Phạm Hùng Phi 57
Evaluation of properties of controlled low-strength material produced using ternary mixture of waste red mud, slag and portland cement Đánh giá các tính chất của vật liệu cường độ thấp có kiểm soát được sản xuất từ hỗn hợp phế thải đất đỏ,
tro xỉ và xi măng Huynh Trong Phuoc 61
Nghiên cứu phân bố điện từ trường và xây dựng mạch điện thay thế hình T của máy biến áp lực bằng phương pháp phần tử hữu hạn A study of electromagnetic distribution and establishing the T equivalent circuit of power transformers by finite
element method Nguyễn Đức Quang 65
Nghiên cứu thiết kế hệ thống giám sát – điều khiển từ xa cho lưới phân phối điện hạ áp Reasearch and design remote mornitoring – control systems for lower voltage distribution grid Lê Xuân Sanh, Trần Vũ Kiên 71
Phân lập và tuyển chọn chủng vi khuẩn lactic ứng dụng ủ chua bã đậu nành làm thức ăn chăn nuôi Isolation and screening of lactic acid bacteria using soybean- residue fermentation for animal feed Phạm Thị Kim Thảo, Nguyễn Thị Anh Tú, Lê Lý Thùy Trâm 76
Anten thấu kính phẳng ứng dụng tại băng tần X Transmitarray antenna design for X-band applications Nguyễn Minh Thiện, Nguyễn Bình Dương 81
Ứng dụng mạng nơ-ron tuyến tính hóa phản hồi điều khiển thích nghi vị trí bàn trượt Adaptive control of sliding table position using feedback linearization neural networks Võ Khánh Thoại 85
Thiết kế chế tạo băng thử vòi phun xăng Design and development of gasoline injector test bench Lê Minh Tiến, Phạm Quốc Thái, Huỳnh Tấn Tiến, Võ Anh Vũ 90
Tính toán thời gian cấp đông thực phẩm hình dạng bất kỳ với hai biên đối lưu không đối xứng Calculation of freezing time for multidimensional shape food by two nonsymmetric convection boundary Hoàng Minh Tuấn, Võ Chí Chính, Nguyễn Thành Văn 95
Đánh giá hiện trạng sản xuất và đề xuất áp dụng các giải pháp sản xuất sạch hơn cho Công ty TNHH MTV Đồ hộp Hạ Long - Đà Nẵng Assessing the production status and applying cleaner production solutions to Halong-Danang Canfoco Co., Ltd Phan Như Thúc, Đinh Hữu Tuyến 100
Ứng dụng thiết bị chẩn đoán OBD II wifi để nghiên cứu tiêu hao nhiên liệu của ô tô trong điều kiện vận hành thực tế An application of OBD II wifi diagnostics to the study of vehicle fuel consumption in real operating conditions Lê Văn Tụy, Phan Minh Đức 106
Nghiên cứu giải pháp kiến trúc thích ứng khí hậu trong thiết kế nhà phố tại Tp. Đà Nẵng A research on climate adaptability strategy of tube house design in Danang city, Vietnam Lê Đức Viên 110
Lựa chọn thiết bị để hỗ trợ ổn định hệ thống điện khi đấu nối nhà máy điện mặt trời công suất lớn Selection of devices to support power system stability when connected with large-scale photovoltaic power plants Đinh Thành Việt, Lê Cao Quyền, Trần Viết Thành 115
Cải thiện chất lượng điện áp trong lưới điện phân phối 22Kv có phụ tải phi tuyến dùng D-Statcom và bộ lọc sóng hài Voltage quality improvement in 22Kv distribution network connected nonlinear load using D-statcom and harmonic filters Nguyễn Hữu Vinh, Hoàng Văn Khải, Nguyễn Hùng, Lê Kim Hùng 120
KHOA HỌC TỰ NHIÊN
Điều kiện đủ cho tính bị chặn của nghiệm của hệ phương trình vi phân phi tuyến cấp một Some new sufficient conditions for ultimate boundedness of nonlinear differential systems Lê Trung Hiếu, Trần Ngọc Hiệp 125
MAISYS - hệ thống thuyết minh tự động đa ngữ cho bảo tàng Đà Nẵng MAISYS - Multilingual Automated Interpretation System for the Museum of Danang Trần Anh Kiệt, Trần Văn Chuẩn, Trương Thế Liên, Nguyễn Tiến Sỹ, Đặng Thị Dung 131
Nghiên cứu khả năng hấp phụ của các hợp chất xanthone có nguồn gốc từ vỏ quả măng cụt lên bề mặt kim loại sắt (Fe) bằng phương pháp hóa lượng tử và mô phỏng động học phân tử Investigation into absorption performance of xanthones extracted from garcinia mangostana on iron surface using
the quantum chemistry and molecular dynamic simulation methods Nguyễn Minh Thông, Đinh Tuấn, Phạm Cẩm Nam 136
Phân tích thành phần hóa học trong đài hoa bụp giấm tươi trồng tại Đắk Lắk (Hibiscus Sabdariffa L.) Bằng phương pháp khối phổ phân giải cao A study on chemical components of fresh roselle petals (Hibiscus Sabdariffa L.) Planted in Dak Lak by HR-MS Phùng Văn Trung, Phạm Hồng Ngọc, Nguyễn Thị Hồng Thắm, Ngọ Thị Phương, Lê Ngọc Hùng, Lê Minh Hà 141
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 1
NGUY CƠ DÒNG RIP VEN BIỂN ĐÀ NẴNG
THE RIP CURRENT HAZARD ALONG THE COASTLINE OF DA NANG
Nguyễn Thị Bảy1, Phạm Văn Tiến2, Lê Văn Khoa3 1Trường Đại học Bách khoa – Đại học Quốc gia Thành phố Hồ Chí Minh; [email protected]
2Viện Năng lượng – Bộ Công thương; [email protected] 3Chi cục Phòng, chống thiên tai khu vực miền Trung và Tây Nguyên; [email protected]
Tóm tắt - Dòng Rip có thể xuất hiện ở hầu hết các bãi biển. Đuối nước gây ra bởi dòng Rip là một mối nguy lớn trên các bãi biển, tuy nhiên có rất ít dữ liệu để hỗ trợ phát triển các chương trình nghiên cứu giảm nhẹ. Dòng Rip là nguy cơ tự nhiên dọc các bãi biển của Đà Nẵng. Bài báo này nghiên cứu nguy cơ dòng Rip vùng ven biển Đà Nẵng. Độ lớn dòng Rip và độ cao sóng được tính toán bằng mô hình Mike Couple. Từ kết quả tính toán, kết hợp với điều tra thực tế, các tác giả đã tính mức độ nguy hiểm của dòng Rip dọc ven biển Đà Nẵng. Kết quả tính toán cho thấy 04 mức nguy cơ dòng Rip: không, thấp, trung bình và cao. Tại bãi biển vịnh Đà Nẵng, không có nguy cơ trong mùa hè, từ không có nguy cơ đến trung bình trong mùa đông. Tại khu vực bãi biển Hoàng Sa – Trường Sa, từ không đến thấp trong mùa hè, từ thấp đến cao trong mùa đông.
Abstract - Rip currents are found along most coastlines. Drowning from Rip currents is a major hazard on beaches, but little data is available to support the development of mitigating study programs. Rip currents are a natural hazard along coastline of Da Nang. This paper studies the Rip current hazard in the coastline of Da Nang. Rip current speeds and wave height are calculated by Mike Couple model. From the results of the calculation by model combined with the actual survey, the authors have identified the hazard level of Rip currents along coastline of Da Nang. The results show 04 levels of Rip current hazards: none, low, medium and high. Hazards on the beaches of Da Nang gulf are none in the summer, from none to medium in the winter. Hazards at Hoang Sa - Truong Sa beaches are from none to low in the summer, from low to high in the winter.
Từ khóa - dòng Rip; nguy cơ; an toàn bãi biển; Mike Couple; Đà Nẵng
Key words - Rip current; hazards; beach safety; Mike Couple; Da Nang
1. Mở đầu
Ý nghĩa thực tiễn của việc nghiên cứu và cảnh báo dòng Rip tại các bãi biển là rất lớn, bởi vì dòng Rip tuy không gây thiệt hại lớn về mặt vật chất, nhưng gây thiệt hại lớn về người, không kém gì với các loại hình thiên tai khác. Dòng Rip do được hình thành ở vùng ven bờ và luôn luôn phụ thuộc vào đặc điểm của địa hình đáy, bờ và chế độ động lực của sóng biển, nên có thể nói rằng, dòng Rip có thể hình thành ở mọi nơi và vào bất kỳ thời điểm nào trong ngày, tháng, mùa và năm. Trong thực tế, tai nạn do dòng Rip không xảy ra ồn ào như các thiên tai khác, mà nó xảy ra rất âm thầm dưới mặt biển, do đó đã làm cho người tắm biển chủ quan, không biết nhận dạng và thường bị bất ngờ. Ở Việt Nam, dòng Rip chưa được nghiên cứu nhiều, nên sự hiểu biết và phòng tránh nó còn rất thụ động và lúng túng.
Một bãi biển nếu càng được cảnh báo tốt thì khách du lịch đến tắm biển sẽ càng an tâm. Đây là một trong những tiêu chí cơ bản về sự an toàn và phát triển bền vững của một bãi biển du lịch hiện đại. Ở những nước tiên tiến trên thế giới, khách du lịch khi đến vui chơi và tắm biển tại một vùng biển bất kỳ nào đó, điều trước hết họ cần phải biết đó là bãi biển này có được quản lý và cảnh báo tốt hay không, nơi tắm có an toàn không,... Điều này thường được thể hiện thông qua hình thức cảnh cáo bằng các pano, áp phích và biển cảnh báo bắt mắt, cùng sự hiện diện của các nhân viên cứu hộ chuyên nghiệp.
Van der Westhuysen (2013), Dusek và cộng sự (2014) đã phát triển mô hình dự báo dòng Rip cho hai địa điểm bên ngoài bờ Bắc Carolina (Kill Devil Hills và Emerald Isle) từ tháng 5 tới tháng 9 năm 2013 bằng mô hình NWPS. Kết quả mô phỏng được trích xuất dọc theo các đường đồng mức 5 m của miền tính ven bờ. Kết quả so sánh giữa các khả năng xuất hiện dòng Rip được mô phỏng và số trường hợp cứu hộ do dòng Rip cho thấy tỷ lệ tương đồng khá cao. Kết quả dự báo từ mô hình này có thể cải thiện các hướng
dẫn cho cả cơ quan cứu hộ và người dân nhằm giảm số trường hợp cứu nạn và tử vong do dòng Rip.
Ishikawa và cộng sự (2014) đã nghiên cứu đặc điểm của dòng Rip tại khu vực ven biển Nhật Bản, sử dụng phương pháp phân tích các báo cáo cứu hộ năm 2013 và khảo sát thực địa tại một số bãi biển. Dữ liệu cho thấy số lượng các tai nạn do dòng Rip, trong đó có trường hợp tử vong trung bình trong một năm là khoảng 300 ca, bắt đầu từ năm 2003 đến năm 2011. Tỷ lệ tử vong do dòng Rip ở mức 45% trong giai đoạn 2003 - 2013. Phân bố của các bãi biển với hơn 10 vụ tai nạn do dòng Rip vào năm 2013 cho thấy phần lớn các bãi biển đều nằm ở phía bờ Thái Bình Dương trong điều kiện sóng tương đối cao.
Arozarena và cộng sự (2015) phân tích các số liệu tử vong, độ cao sóng có nghĩa từ năm 2001 tới năm 2011 và số liệu hình thái ven bờ khu vực Costa Rica đã chỉ ra mối liên hệ giữa các ca tử vong do đuối nước với hoạt động của dòng Rip tại các vùng ven biển Costa Rica. Các ca tử vong do đuối nước phần lớn xảy ra vào những ngày mà độ cao sóng nằm trong khoảng trên dưới 1,5 m tại cả hai khu vực bờ biển Carribean và Thái Bình Dương. Tuy nhiên, chu kì sóng lại có sự khác biệt lớn, hầu hết các ca tử vong ở khu vực bờ biển Thái Bình Dương gắn với chu kì sóng dài hơn (13 s), so với chu kì sóng tương đối ngắn ở bờ biển Carribean (6 s). Kết quả phân tích kích cỡ hạt cát cũng cho thấy, 56% số ca tử vong do đuối nước xảy ra ở các khu vực bãi triều (1 < Ω < 6), đặc trưng bởi các kênh xoáy bán cố định. Nhìn chung, nghiên cứu được tiến hành trên một cơ sở dữ liệu lớn và đáng tin cậy, đưa đến những kết luận có giá trị thực tiễn cao, tuy nhiên, do chỉ phân tích số liệu tử vong, sóng, thủy triều và địa chất nên chưa thể khẳng định chắc chắn toàn bộ số ca tử vong do đuối nước đều gây ra bởi dòng Rip, vì vậy, kết quả nghiên cứu vẫn tồn tại tính chưa chắc chắn nhất định.
Barlas và Beji (2016) sử dụng phương pháp phân tích thống kê dựa trên bảng thực nghiệm nghiên cứu tỷ lệ tử vong
2 Nguyễn Thị Bảy, Phạm Văn Tiến, Lê Văn Khoa
do dòng Rip ở khu vực hiến binh ven bờ Biển Đen của Istanbul trong giai đoạn 2007-2012. Dữ liệu phân tích bao gồm tỷ lệ tử vong do dòng Rip, nguyên nhân, phân bố theo thời gian và không gian được tổng hợp và phân loại trên cơ sở các báo cáo sự kiện thiên tai của Bộ Tư lệnh Hiến binh Istanbul. Các báo cáo tử vong và các dữ liệu khí tượng được xem xét cùng nhau để xác định các ca tử vong đó có liên quan đến các dòng Rip hay không và sau đó kiểm tra mối tương quan có thể được thiết lập giữa các ca tử vong và các yếu tố khí tượng. Địa điểm vụ việc được lập bản đồ mô tả sự phân bố không gian của dòng Rip. Phân tích cho thấy rằng, 68% của tất cả các trường hợp tử vong do đuối nước có liên quan đến dòng Rip và trung bình có 33 người chết do dòng Rip mỗi năm tại khu vực ven bờ Biển Đen của Istanbul. 54% tỷ lệ tử vong nằm trong khoảng từ 18 đến 35 tuổi, trong đó tỷ lệ đàn ông tử vong cao gấp gần 7 lần so với phụ nữ. Số ca tử vong trong ngày nghỉ nhiều hơn bất kỳ ngày nào khác trong tuần. Tương ứng, số ca tử vong vào kỳ nghỉ hè nhiều hơn bất kỳ thời điểm nào khác trong năm. Nghiên cứu đã sử dụng phương pháp phân tích thống kê dựa trên nhiều nguồn số liệu đáng tin cậy, đưa ra được mối liên hệ chặt chẽ giữa dòng Rip và các yếu tố khí tượng, thủy động lực nhằm đánh giá mức độ nguy hiểm của hiện tượng này và đưa ra các kiến nghị nhằm giảm thiểu rủi ro cho người tắm biển.
Lê Đình Mầu (2012) đã đề xuất các tiêu chí phân cấp
nguy hiểm của dòng Rip theo độ cao sóng và độ lớn dòng
Rip cho khu vực một số bãi biển tại tỉnh Khánh Hòa.
2. Phương pháp nghiên cứu
Như đã phân tích ở trên, có nhiều nghiên cứu ngoài
nước về tai nạn đuối nước có liên quan đến dòng Rip, tuy
nhiên các nghiên này chưa đề cập đến các chỉ số để phân
cấp nguy cơ của dòng Rip. Trong bài báo này, khi phân
vùng nguy cơ dòng Rip cho các bãi biển Đà Nẵng, chúng
tôi đã tham khảo tiêu chí phân cấp mức độ nguy hiểm của
dòng Rip theo độ lớn dòng Rip do TS. Lê Đình Mầu đề
xuất năm 2012, bên cạnh đó chúng tôi cũng tham khảo một
số công bố trên thế giới tại các website [8, 9, 10, 11].
Bảng 1. Phân cấp mức độ nguy hiểm của dòng Rip [2]
TT
Cấp
nguy
hiểm
Mô tả Màu
sắc
1 Không Biển lặng (Độ cao sóng Hs ≤ 0,25 m;
Dòng Rip ≤ 0,3 m/s; không có hố sâu; bãi
thoải)
Không
màu
2 Thấp Điều kiện sóng và gió không đủ hình thành
dòng Rip, tuy nhiên, thỉnh thoảng dòng Rip
có thể xuất hiện, đặc biệt tại vị trí có các
thuỷ công trình (kè, cảng,...) hoặc nơi có
bãi biển dốc, hố sâu,... (Độ cao sóng Hs ≤
0, 7 m; Dòng Rip ≤ 0,5 m/s)
Màu
xanh
3 Trung
bình
Điều kiện sóng và gió hình thành dòng Rip,
chỉ người biết bơi mới được xuống nước.
(Độ cao sóng Hs ≤ 1,2 m; Dòng Rip ≈ 0,7
- 1,0 m/s)
Màu
vàng
4 Cao Điều kiện sóng và gió hình thành dòng Rip
mạnh, nguy hiểm cho bất cứ ai xuống nước.
(Độ cao sóng Hs ≥ 1,2 m; Dòng Rip > 1,0
m/s)
Màu
đỏ
Sử dụng kết quả tính toán tốc độ dòng chảy (dòng Rip)
bằng mô hình Mike Couple [1] làm số liệu đầu vào và so
sánh với các tiêu chí ở trên để phân cấp mức độ nguy hiểm
của dòng Rip cho từng khu vực ven biển Đà Nẵng. Các
kịch bản tính toán được xây dựng dựa trên kết quả thống
kê sóng và gió ngoài khơi biển Đà Nẵng.
Các kịch bản tính toán được mô tả trong Bảng 2.
Bảng 2. Các kịch bản tính toán
TT Tên kịch
bản Tháng
Điều kiện biên sóng Điều kiện gió
H T Ds Vg Dg
1 ĐN1-1 1 1,1 8 45 6,6 45
2 ĐN1-2 1 1,5 11 45 7,2 45
3 ĐN1-3 1 2,0 11 45 8,8 45
4 ĐN1-4 1 1,0 8 90 6,3 90
5 ĐN2-1 2 1,1 8 45 6,5 45
6 ĐN2-2 2 1,9 11 45 8,9 45
7 ĐN2-3 2 1,0 8 90 6,2 90
8 ĐN3-1 3 1,1 8 45 6,2 45
9 ĐN3-2 3 1,9 11 45 6,9 45
10 ĐN3-3 3 1,0 8 90 6,2 90
11 ĐN3-4 3 1,0 8 135 6,2 135
12 ĐN4-1 4 1,0 8 45 6,3 45
13 ĐN4-2 4 1,8 11 45 8,7 45
14 ĐN4-3 4 0,6 11 90 4,4 90
15 ĐN4-4 4 0,9 8 90 6,0 90
16 ĐN4-5 4 0,9 8 135 6,4 135
17 ĐN5-1 5 0,6 8 90 4,3 90
18 ĐN5-2 5 0,6 8 135 4,5 135
19 ĐN5-3 5 1,0 8 135 6,1 135
20 ĐN6-1 6 0,5 8 135 4,4 135
21 ĐN7-1 7 0,5 8 135 4,3 135
22 ĐN8-1 8 0,5 8 90 4,2 90
23 ĐN8-2 8 0,5 8 135 4,3 135
24 ĐN9-1 9 0,6 8 45 4,2 45
25 ĐN9-2 9 1,0 8 45 6,2 45
26 ĐN9-3 9 0,5 8 90 4,1 90
27 ĐN9-4 9 0,5 8 135 4,3 135
28 ĐN10-1 10 1,1 8 45 6,5 45
29 ĐN10-2 10 1,9 11 45 9,0 45
30 ĐN11-1 11 1,1 8 45 6,7 45
31 ĐN11-2 11 2,0 11 45 9,0 45
32 ĐN12-1 12 1,1 8 45 6,6 45
33 ĐN12-2 12 2,0 11 45 8,8 45
34 ĐN12-3 12 3,0 11 45 12,4 45
Ghi chú: H(m), T(s), Ds(độ): lần lượt là độ cao, chu kỳ
và hướng sóng; Vg(m/s), Dg(độ): tốc độ và hướng gió.
Kết quả tính toán được phân tích, thống kê và đánh giá
theo 16 vùng nhỏ (Hình 1), trong đó các vùng từ I đến VI
thuộc vịnh Đà Nẵng, các vùng còn lại từ VII đến XVI thuộc
bãi biển phía Nam, giới hạn từ Nam bán đảo Sơn Trà đến
hết vùng ven biển Đà Nẵng (dọc các đường Hoàng Sa, Võ
Nguyên Giáp và Trường Sa, sau này gọi chung là bãi biển
Hoàng Sa - Trường Sa).
- Vùng I: phía Bắc sông Cu Đê (vịnh Kim Liên);
- Vùng II: Nam sông Cu Đê - Xuân Thiều 11;
- Vùng III: từ đường Xuân Thiều 11 - Phan Văn Định;
- Vùng IV: từ đường Phan Văn Định - Nguyễn Sinh Sắc;
- Vùng V: từ đường Nguyễn Sinh Sắc - Đặng Đình Vân;
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 3
- Vùng VI: từ đường Đặng Đình Vân - Tôn Thất Đạm;
- Vùng VII: từ Nam bán đảo Sơn Trà - Hồ Ngọc Lãm;
- Vùng VIII: từ đường Hồ Ngọc Lãm - Đông Kinh Nghĩa
Thục;
- Vùng IX: từ đường Đông Kinh Nghĩa Thục - Võ Văn
Kiệt;
- Vùng X: từ đường Võ Văn Kiệt - Phan Tứ;
- Vùng XI: từ đường Phan Tứ - Bãi tắm T20;
- Vùng XII: từ đường Bãi tắm T20 - Minh Mạng;
- Vùng XIII: từ đường Minh Mạng - Phạm Hữu Nhật;
- Vùng XIV: từ đường Phạm Hữu Nhật - Võ Quý Huân;
- Vùng XV: từ đường Võ Quý Huân - Mangla Zen Garden
Resort;
- Vùng XVI: từ Mangla Zen Garden Resort - Điện Dương.
Hình 1. Sơ đồ phân vùng tính dòng Rip ven biển Đà Nẵng
3. Kết quả nghiên cứu và thảo luận
Các kết quả tính toán về độ lớn và sự xuất hiện dòng
Rip đã được khẳng định trong nghiên cứu khoa học cơ bản
“Nghiên cứu lập bản đồ khoanh vùng dòng Rip, phục vụ
quy hoạch và phát triển du lịch biển thành phố Đà Nẵng”
và đã được công bố một phần trong [1].
Trong nghiên cứu này, các tác giả tập trung tính toán và
phân loại nguy cơ dòng Rip trong khu vực.
Kết quả nghiên cứu cho thấy, trong cùng điều kiện độ
cao và chu kỳ sóng tại biên ngoài khơi, dòng Rip hoạt động
mạnh hơn trong trường hợp sóng hướng Đông, Đông Bắc
so với sóng hướng Đông Nam. Vị trí xuất hiện dòng Rip
cũng thay đổi theo hướng sóng. Khi độ cao sóng tăng lên,
độ lớn dòng Rip cũng gia tăng. Thủy triều cũng có những
ảnh hưởng mạnh mẽ đến dòng Rip, tốc độ dòng Rip được
tăng cường trong pha triều xuống và ngược lại. Dòng Rip
ở vịnh Đà Nẵng nhỏ hơn so với ở bãi biển Hoàng Sa –
Trường Sa.
Bảng 3 dưới đây trình bày tổng hợp kết quả tính dòng
Rip và độ cao sóng lớn nhất theo 34 kịch bản trong Bảng 2
và nguy cơ của dòng Rip được phân cấp theo các tiêu chí
trong Bảng 1.
Bảng 3. Kết quả tính toán tốc độ dòng Rip lớn nhất, độ cao sóng
lớn nhất và nguy cơ dòng Rip ven biển Đà Nẵng
Vùng Vmax
(m/s)
Hmax
(m) R
Vmax
(m/s)
Hmax
(m) R
Tháng 9 ứng với kịch bản 24
Các tháng 1, 2, 3, 4, 9,
10, 11, 12 ứng với các
kịch bản 1, 5, 8, 12, 25,
28, 30, 32
I 0,12 0,41 Kh 0,15 0,59 Kh
II 0,12 0,52 Kh 0,21 0,70 Kh
III 0,11 0,54 Kh 0,20 0,76 Kh
IV 0,15 0,51 Kh 0,23 0,73 Kh
V 0,08 0,43 Kh 0,16 0,57 Kh
VI 0,06 0,36 Kh 0,11 0,44 Kh
VII 0,10 0,21 Kh 0,13 0,32 Kh
VIII 0,10 0,32 Kh 0,17 0,46 Kh
IX 0,13 0,43 Kh 0,19 0,63 Kh
X 0,10 0,45 Kh 0,15 0,64 Kh
XI 0,13 0,55 Kh 0,19 0,81 Kh
XII 0,15 0,59 Kh 0,18 0,88 Kh
XIII 0,17 0,61 Kh 0,25 0,96 Kh
XIV 0,24 0,64 Kh 0,38 1,00 Th
XV 0,22 0,63 Kh 0,26 0,96 Kh
XVI 0,20 0,66 Kh 0,44 1,05 Th
Tháng 1 ứng với kịch bản 2
Các tháng 1, 2, 3, 4, 10,
11, 12 ứng với các kịch
bản 3, 6, 9, 13, 29, 31, 33
I 0,17 0,78 Kh 0,21 0,94 Kh
II 0,29 0,90 Kh 0,37 1,09 Th
III 0,29 0,96 Kh 0,35 1,10 Th
IV 0,30 0,89 Th 0,37 1,04 Th
V 0,24 0,76 Kh 0,30 0,93 Th
VI 0,16 0,57 Kh 0,20 0,68 Kh
VII 0,17 0,45 Kh 0,22 0,56 Kh
VIII 0,24 0,64 Kh 0,30 0,84 Kh
IX 0,24 0,86 Kh 0,33 1,08 Th
X 0,22 0,88 Kh 0,40 1,08 Th
XI 0,24 1,12 Kh 0,32 1,38 Th
XII 0,21 1,19 Kh 0,29 1,48 Kh
XIII 0,34 1,27 Th 0,55 1,64 TB
XIV 0,53 1,36 TB 0,60 1,64 TB
XV 0,30 1,32 Kh 0,41 1,66 Th
XVI 0,71 1,46 Ca 0,77 1,80 Ca
Tháng 12 ứng với kịch bản 34
Các tháng 4, 5, 8, 9 ứng
với các kịch bản 14, 17,
22, 26
I 0,26 1,26 Kh 0,10 0,37 Kh
II 0,52 1,75 TB 0,14 0,38 Kh
III 0,50 1,70 TB 0,06 0,31 Kh
IV 0,57 1,64 TB
V 0,53 1,44 TB
VI 0,42 1,10 Th
VII 0,29 0,88 Kh 0,06 0,28 Kh
VIII 0,39 1,31 Th 0,12 0,53 Kh
IX 0,48 1,55 Th 0,21 0,59 Kh
X 0,63 1,51 TB 0,11 0,55 Kh
XI 0,38 1,89 Th 0,28 0,56 Kh
XII 0,40 2,16 Th 0,12 0,59 Kh
XIII 0,70 2,48 TB 0,19 0,60 Kh
4 Nguyễn Thị Bảy, Phạm Văn Tiến, Lê Văn Khoa
Vùng Vmax
(m/s)
Hmax
(m) R
Vmax
(m/s)
Hmax
(m) R
XIV 0,63 2,14 TB 0,23 0,61 Kh
XV 0,50 2,46 TB 0,15 0,64 Kh
XVI 0,78 2,31 Ca 0,29 0,56 Kh
Các tháng 4, 5, 8, 9 ứng với các
kịch bản 4, 7, 10, 15
Các tháng 5, 6, 7, 8, 9
ứng với các kịch bản 18,
20, 21, 23, 25
I 0,13 0,52 Kh
II 0,11 0,56 Kh
III 0,09 0,46 Kh
IV
V
VI
VII 0,10 0,43 Kh 0,24 0,44 Kh
VIII 0,22 0,87 Kh 0,20 0,52 Kh
IX 0,25 1,03 Kh 0,21 0,48 Kh
X 0,28 0,92 Kh 0,13 0,43 Kh
XI 0,40 0,96 Th 0,12 0,40 Kh
XII 0,30 0,99 Kh 0,11 0,41 Kh
XIII 0,42 1,00 Th 0,12 0,37 Kh
XIV 0,43 1,05 Th 0,14 0,32 Kh
XV 0,36 1,10 Th
XVI 0,45 0,94 Th
Các tháng 3, 4, 5 ứng với các kịch
bản 11, 16, 19
I
II
III
IV
V
VI
VII 0,35 0,78 Th
VIII 0,28 0,83 Kh
IX 0,38 0,76 Th
X 0,13 0,69 Kh
XI 0,11 0,58 Kh
XII 0,20 0,66 Kh
XIII 0,29 0,60 Kh
XIV 0,12 0,59 Kh
XV
XVI
Ghi chú:
- Vmax: vận tốc dòng Rip lớn nhất;
- Hmax: độ cao sóng lớn nhất vùng ven bờ;
- R: nguy cơ dòng Rip (Kh - không nguy hiểm, Th - nguy cơ
cấp thấp, Tb - nguy cơ trung bình, Ca - nguy cơ cao).
Kết quả tính toán cho thấy dòng Rip khu vực ven biển
Đà Nẵng khá phức tạp, dòng Rip có sự biến đổi cả về độ
lớn và vị trí xuất hiện theo các điều kiện sóng ngoài khơi
(theo sự hoạt động của gió mùa trong năm).
- Tháng 1: Sóng trong khu vực chủ yếu có hướng
Đông Bắc và Đông. Sóng hướng Đông Bắc có độ cao từ
1,4 - 2,7 m chiếm tới 56,1%, từ 0,7 - 1,4 m chiếm 17,1%.
Sóng hướng Đông chủ yếu có độ cao từ 0,7 - 1,4 m chiếm
12,1%.
Trong trường hợp sóng hướng Đông Bắc, độ cao sóng
ngoài khơi ~1 m, vùng biển vịnh Đà Nẵng không có nguy
cơ dòng Rip, vùng biển Hoàng Sa - Trường Sa có nguy
cơ dòng Rip ở mức thấp; độ cao sóng ~1,5m, vùng biển
vịnh Đà Nẵng có nguy cơ dòng Rip ở mức thấp, vùng biển
Hoàng Sa - Trường Sa có nguy cơ dòng Rip ở mức thấp
đến cao. Trong trường hợp sóng hướng Đông, độ cao sóng
~1 m, vùng biển vịnh Đà Nẵng không có nguy cơ dòng
Rip, vùng biển Hoàng Sa - Trường Sa có nguy cơ dòng
Rip ở mức thấp.
- Tháng 2: Sóng trong khu vực chủ yếu có hướng Đông
Bắc và Đông. Sóng hướng Đông Bắc có độ cao từ 1,4 - 2,7
m chiếm tới 39,7%, từ 0,7 - 1,4 m chiếm 14,6%. Sóng
hướng Đông chủ yếu có độ cao từ 0,7 - 1,4 m chiếm 25,4%.
Nguy cơ dòng Rip trong khu vực tương tự tháng 1.
- Tháng 3: Sóng trong khu vực bị phân tán nhiều hướng,
các hướng chiếm ưu thế là Đông Bắc, Đông và Đông Nam.
Sóng hướng Đông Bắc có độ cao từ 1,4 - 2,7 m chiếm tới
24,3%, từ 0,7 - 1,4 m chiếm 11,7%. Sóng hướng Đông chủ
yếu có độ cao từ 0,7 - 1,4 m chiếm 24,9%. Sóng hướng
Đông Nam chủ yếu có độ cao từ 0,7 - 1,4 m chiếm 22,1%.
Nguy cơ dòng Rip trong khu vực tương tự tháng 1 và
2 đối với các sóng có hướng Đông Bắc và Đông. Trong
trường hợp sóng hướng Đông Nam độ cao sóng ngoài
khơi ~1 m, vùng biển vịnh Đà Nẵng không có nguy cơ
dòng Rip, vùng biển Hoàng Sa - Trường Sa có nguy cơ
dòng Rip ở mức thấp.
- Tháng 4: Sóng trong khu vực bị phân tán nhiều hướng,
các hướng chiếm ưu thế là Đông Bắc, Đông và Đông Nam.
Sóng hướng Đông Bắc có độ cao từ 1,4 - 2,7 m chiếm tới
10,6%, từ 0,7 - 1,4 m chiếm 12,6%. Sóng hướng Đông có
độ cao từ 0,7 - 1,4 m chiếm 20,7%, có độ cao từ 0,4 - 0,7
m chiếm 12,8%. Sóng hướng Đông Nam chủ yếu có độ cao
từ 0,7 - 1,4 m chiếm 28,0%.
Trong trường hợp sóng hướng Đông Bắc: độ cao
sóng ngoài khơi ~1 m, vùng biển vịnh Đà Nẵng không
có nguy cơ dòng Rip, vùng biển Hoàng Sa - Trường Sa
có nguy cơ dòng Rip ở mức thấp; độ cao sóng ~1,5 m,
vùng biển vịnh Đà Nẵng có nguy cơ dòng Rip ở mức
thấp, vùng biển Hoàng Sa - Trường Sa có nguy cơ dòng
Rip ở mức thấp đến cao. Trong trường hợp sóng hướng
Đông, độ cao sóng ~0,5 m không có nguy cơ dòng Rip
ở cả vùng ven biển Đà Nẵng; độ cao sóng ~1m, vùng
biển vịnh Đà Nẵng không có nguy cơ dòng Rip, vùng
biển Hoàng Sa - Trường Sa có nguy cơ dòng Rip ở mức
thấp. Trong trường hợp sóng hướng Đông Nam, độ cao
sóng ngoài khơi ~1 m, vùng biển vịnh Đà Nẵng không
có nguy cơ dòng Rip, vùng biển Hoàng Sa - Trường Sa
có nguy cơ dòng Rip ở mức thấp.
- Tháng 5: Sóng trong khu vực chủ yếu có hướng
Đông và Đông Nam. Sóng hướng Đông chủ yếu có độ cao
từ 0,4 - 0,7 m chiếm tới 21,0%. Sóng hướng Đông Nam
có độ cao từ 0,4 - 0,7 m chiếm tới 32,5%, có độ cao từ 0,7
- 1,4 m chiếm 12,9%.
Trong trường hợp sóng hướng Đông, độ cao sóng ~0,5
m không có nguy cơ dòng Rip ở cả vùng ven biển Đà Nẵng.
Trong trường hợp sóng hướng Đông Nam, độ cao sóng
~0,5 m không có nguy cơ dòng Rip ở cả vùng ven biển Đà
Nẵng, độ cao sóng ngoài khơi ~1 m, vùng biển vịnh Đà
Nẵng không có nguy cơ dòng Rip, vùng biển Hoàng Sa -
Trường Sa có nguy cơ dòng Rip ở mức thấp.
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 5
Hình 2. Bản đồ phân vùng nguy cơ dòng Rip tháng 5
- Tháng 6: Sóng trong khu vực chủ yếu có hướng Đông
Nam và Nam. Sóng hướng Đông Nam chủ yếu có độ cao
từ 0,4 - 0,7 m chiếm tới 33,5%. Sóng hướng Nam chủ yếu
có độ cao từ 0,4 - 0,7 m chiếm tới 29,1%.
Toàn bộ vùng biển Đà Nẵng không có nguy cơ dòng Rip.
- Tháng 7: Sóng trong khu vực chủ yếu có hướng Đông
Nam và Nam. Sóng hướng Đông Nam chủ yếu có độ cao
từ 0,4 - 0,7 m chiếm tới 34,6%. Sóng hướng Nam chủ yếu
có độ cao từ 0,4 - 0,7 m chiếm tới 30,7%.
Toàn bộ vùng biển Đà Nẵng không có nguy cơ dòng Rip.
- Tháng 8: Sóng trong khu vực chủ yếu có hướng Đông
Nam và Nam. Sóng hướng Đông Nam chủ yếu có độ cao
từ 0,4 - 0,7 m chiếm tới 26,7%. Sóng hướng Nam chủ yếu
có độ cao từ 0,4 - 0,7 m chiếm tới 24,8%.
Toàn bộ vùng biển Đà Nẵng không có nguy cơ dòng Rip.
- Tháng 9: Sóng trong khu vực bị phân tán nhiều hướng,
các hướng chiếm ưu thế là Đông Bắc và Đông. Sóng hướng
Đông Bắc có độ cao từ 0,4 - 0,7 m chiếm tới 18,0%, từ 0,7
- 1,4 m chiếm 16,1%. Sóng hướng Đông chủ yếu có độ cao
từ 0,4 - 0,7 m chiếm 18,9%.
Trong trường hợp sóng hướng Đông Bắc, độ cao sóng
~0,5 m không có nguy cơ dòng Rip ở cả vùng ven biển Đà
Nẵng; độ cao sóng ngoài khơi ~1 m, vùng biển vịnh Đà
Nẵng không có nguy cơ dòng Rip, vùng biển Hoàng Sa -
Trường Sa có nguy cơ dòng Rip ở mức thấp. Trong trường
hợp sóng hướng Đông Nam, không có nguy cơ dòng Rip ở
cả vùng ven biển Đà Nẵng.
- Tháng 10: Sóng biển trong khu vực chủ yếu có hướng
Đông Bắc. Sóng hướng Đông Bắc có độ cao từ 1,4 - 2,7 m
chiếm tới 43,4%, từ 0,7 - 1,4 m chiếm 24,4%.
Trong trường hợp độ cao sóng ngoài khơi ~1 m, vùng
biển vịnh Đà Nẵng không có nguy cơ dòng Rip, vùng biển
Hoàng Sa - Trường Sa có nguy cơ dòng Rip ở mức thấp;
độ cao sóng ~2 m, vùng biển vịnh Đà Nẵng có nguy cơ
dòng Rip ở mức thấp, vùng biển Hoàng Sa - Trường Sa có
nguy cơ dòng Rip ở mức thấp đến cao.
- Tháng 11: Sóng trong khu vực chủ yếu có hướng
Đông Bắc. Sóng hướng Đông Bắc có độ cao từ 1,4 - 2,7 m
chiếm tới 56,9%, từ 0,7 - 1,4 m chiếm 15,3%.
Nguy cơ dòng Rip tương tự tháng 10.
- Tháng 12: Sóng biển trong khu vực chủ yếu có hướng
Đông Bắc. Sóng hướng Đông Bắc có độ cao từ 2,7 - 3,4 m
chiếm tới 10,4%, từ 1,4 - 2,7 m chiếm tới 62,3%, từ 0,7 -
1,4 m chiếm 10,4%.
Trong trường hợp độ cao sóng ngoài khơi ~1 m, vùng
biển vịnh Đà Nẵng không có nguy cơ dòng Rip, vùng biển
Hoàng Sa - Trường Sa có nguy cơ dòng Rip ở mức thấp;
độ cao sóng ~2 m, vùng biển vịnh Đà Nẵng có nguy cơ
dòng Rip ở mức thấp, vùng biển Hoàng Sa - Trường Sa có
nguy cơ dòng Rip ở mức thấp đến cao, trong đó mức nguy
cơ trung bình chiếm ưu thế.
Hình 3. Bản đồ phân vùng nguy cơ dòng Rip tháng 12
Như vậy có thể phân chia thời kỳ mức độ nguy hiểm của
dòng Rip vùng ven biển Đà Nẵng thành các thời kỳ như sau:
- Thời kỳ biển động (độ cao sóng từ 2 m trở lên): độ lớn
dòng Rip vùng ven biển đường Hoàng Sa - Trường Sa lớn
nhất, hầu như đều đạt trên 0,70 m/s, điểm có độ lớn Rip lớn
nhất có thể trên 0,90 m/s. Trong điều kiện này, bãi biển
không còn an toàn cho người tắm biển. Thời kỳ biển động
thường xuất hiện vào các tháng mùa Đông khi gió mùa
Đông Bắc hoạt động mạnh, cụ thể là các tháng 10, 11, 12,
tháng 1, 2, và 3 năm sau. Ngoài ra cũng cần lưu ý, biển
động cũng có thể xuất hiện vào đầu thời kỳ gió mùa mùa
hè như tháng 4, tháng khởi đầu của mùa du lịch và trong
trường hợp có ảnh hưởng của xoáy thuận nhiệt đới.
- Thời kỳ biển động trung bình (độ cao sóng từ 1 m đến
dưới 2 m): Thời kỳ này thường là các tháng 4 và tháng 9,
là hai thời kỳ chuyển mùa trong năm. Đây là khoảng thời
gian tương đối an toàn cho các bãi biển, dòng Rip xuất hiện
nhưng với độ lớn trung bình hoặc yếu, cá biệt có một số
trường hợp có Rip mạnh.
- Thời kỳ biển lặng (độ cao sóng dưới 1 m): Thời kỳ
này thường là các tháng 4, 5, 6, 7, 8 và 9. Đây là thời kỳ an
toàn nhất cho các bãi biển, dòng Rip không xuất hiện hoặc
xuất hiện tại một số ít vị trí và với độ lớn rất yếu.
4. Kết luận
Nguy cơ dòng Rip ven biển Đà Nẵng phụ thuộc chặt
chẽ vào điều kiện sóng ngoài khơi (điều kiện thời tiết của
khu vực).
- Tháng 1, 2, 3, 4: ven biển vịnh Đà Nẵng từ an toàn
(không có nguy cơ Rip, có nhưng không gây nguy hiểm)
đến nguy cơ thấp, ven biển Hoàng Sa - Trường Sa từ an
6 Nguyễn Thị Bảy, Phạm Văn Tiến, Lê Văn Khoa
toàn đến nguy cơ cao;
- Tháng 5, 9: ven biển vịnh Đà Nẵng an toàn, ven biển
Hoàng Sa - Trường Sa từ an toàn đến nguy cơ thấp;
- Tháng 6, 7, 8: ven biển Đà Nẵng an toàn;
- Tháng 10, 11: ven biển vịnh Đà Nẵng từ an toàn đến
nguy cơ thấp, ven biển Hoàng Sa - Trường Sa từ an toàn
đến nguy cơ cao;
- Tháng 12: ven biển vịnh Đà Nẵng từ an toàn đến nguy
cơ trung bình, ven biển Hoàng Sa - Trường Sa từ an toàn
đến nguy cơ cao.
Các kết quả trên chỉ tính cho trường hợp độ cao sóng
theo các hướng có tần suất trên 10%, độ cao sóng lớn hơn
có tần suất nhỏ hơn 10% chưa được tính đến.
Lời cảm ơn
Nghiên cứu được tài trợ bởi Sở Khoa học và Công nghệ
TP. Đà Nẵng trong khuôn khổ đề tài nghiên cứu khoa học cơ
bản “Nghiên cứu lập bản đồ khoanh vùng dòng Rip, phục vụ
quy hoạch và phát triển du lịch biển thành phố Đà Nẵng”.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Lê Văn Khoa, Phạm Văn Tiến, “Nghiên cứu dòng Rip ven biển Đà Nẵng bằng mô hình Mike Couple”, Tạp chí Khoa học và Công nghệ
Đại học Đà Nẵng, số 5(114), 2017, trang 52-55.
[2] Lê Đình Mầu, Điều tra, đánh giá hiện tượng dòng Rip (Rip current) tại
các bãi tắm Khánh Hòa, xác định nguyên nhân và đề xuất các giải pháp phòng tránh, Báo cáo tổng hợp đề tài hợp đồng với tỉnh Khánh Hòa
(2010-2012).
[3] Arozanera I., Houser C., Echeverria A.G., Brannstrom C, “The Rip
current hazard in Costa Rica”, Nat Hazards, Vol. 77, Iss. 2, 2015,
pp. 753-768.
[4] Barlas B., Beji S., “Rip current fatalities on the Black Sea beaches
of Istanbul and effects of cultural aspects in shaping the incidents”, Nat Hazards, Vol. 80, Iss. 2, 2016, pp. 811–821, doi
10.1007/s11069-015-1998-x.
[5] Dusek G., Van der Westhuysen A. J., Gibbs A., King D., Kennedy
S., Padilla-Hernandez R., Seim H., Elde D., Coupling a Rip current forecast model to the nearshore wave prediction system, Proc. 94th
American Meteorological Society Annual Meeting, 2014.
[6] Ishikawa T., Komine T., Aoki S. I., Okabe T., “Characteristics of
Rip Current Drowning on the Shores of Japan”, Journal of Coastal
Research, Special Issue 72 - The 3rd International Rip Current Symposium, 2014, pp. 44-49.
[7] Van der Westhuysen A. J., Padilla-Hernandez R., Santos P., Gibbs
A., Gaer, T. Nicolini D., Tjaden S., Devaliere E.M., Tolman H.L.,
Development and validation of the Nearshore Wave Prediction
System, Proc. 93rd AMS Annual Meeting, Am. Meteor. Soc., Austin, TX., 2013.
[8] https://www.weather.gov/mlb/Ripcurrent_threat
[9] http://www.weather.gov/beach/okx
[10] https://www.weather.gov/phi/surfRip4
[11] http://www.Ripcurrents.noaa.gov/forecasts.shtml
(BBT nhận bài: 08/01/2018, hoàn tất thủ tục phản biện: 25/01/2018)
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 7
KHẢO SÁT MÔI TRƯỜNG ĐẤT BẰNG PHƯƠNG PHÁP ẢNH ĐIỆN 2D-3D,
NGHIÊN CỨU CỤ THỂ TẠI CÁC TUYẾN ĐƯỜNG QUẬN NGŨ HÀNH SƠN,
TP. ĐÀ NẴNG
GEOLOGICAL SURVEY VIA ELECTRICAL GRAPHICS 2,3-DIMENSIONAL METHOD,
A CASE STUDY AT NGU HANH SON DISTRICT, DANANG CITY
Lê Phước Cường1, Lương Văn Thọ2 1Trường Đại học Bách khoa - Đại học Đà Nẵng; [email protected] 2Trường Đại học Sư phạm - Đại học Đà Nẵng; [email protected]
Tóm tắt - Bài báo trình bày các kết quả nghiên cứu đặc điểm, thành phần môi trường đất tại ba tuyến đo tại khu vực dân cư mới thuộc quận Ngũ Hành Sơn, thành phố Đà Nẵng. Có khoảng 231 điểm dữ liệu được thu thập trên 3 tuyến đo có chiều dài khoảng 22 m, trên diện tích khoảng 220 m2, tại khu vực góc hướng Đông-Nam ngã tư trục đường Đoàn Khuê và Lê Hữu Khánh, thuộc quận Ngũ Hành Sơn. Kết quả phân tích cho thấy, tại khu vực này ở độ sâu nghiên cứu cấu trúc địa chất cơ bản phân thành hai lớp với các đặc điểm phân bố nước ngầm và các thành phần vật chất khác nhau. Cụ thể, tại vị trí ở độ sâu khoảng 3 m theo trục Oz, theo trục Oy khoảng 8 m và theo trục Ox khoảng 10 m có mật độ nước ngầm lớn hơn so với các vị trí khác, tại vị trí của tuyến đo 2 thì lớp địa chất san lấp gồm đất đỏ bazan, đất sét xám đen, trộn lẫn với cát và sa thạch vụn dày hơn so với hai tuyến đo còn lại.
Abstract - This article presents the study results of soil characteristics at three sites in the new residential area of Ngu Hanh Son district, Da Nang city. About 231 data points were collected on three lines measuring 22 m in length, on an area of about 220 m2, at the South-East corner of Doan Khue and Le Huu Khanh streets of Ngu Hanh Son district. Analytical results show that in this area in depth study, the basic geological structure is divided into two classes with the characteristics of groundwater distribution and different material composition. Specifically, at a depth of about 3 m along the Oz axis, along axis Oy of about 8 m and along the axis Ox of about 10 m, the groundwater density is greater than that at other locations. At the location of line 2, geological layer is filled with red basalt, black gray clay, mixed with sand and crushed sandstone thicker than that at the other two lines.
Từ khóa - địa chất; ảnh điện 2D; ảnh điện 3D; giải đoán; quận Ngũ Hành Sơn
Key words - geology; electrical graphics 2D; electrical graphics 3D; interpretation; Ngu Hanh Son district
1. Đặt vấn đề
Trong giai đoạn hiện nay, trước những ảnh hưởng của
cuộc cách mạng công nghiệp lần thứ tư, sự phát triển khoa
học công nghệ ứng dụng trong thực tiễn môi trường xã hội
đang diễn ra khắp toàn cầu, và Việt Nam cũng không nằm
ngoài sự ảnh hưởng đó. Tại thành phố Đà Nẵng, trong
những năm gần đây đã và đang phát triển mạnh mẽ cơ sở
hạ tầng, kiến trúc thượng tầng trong quá trình đô thị hóa.
Để có sự ổn định, bền vững, cũng như đảm bảo sức khoẻ
môi trường, sức khoẻ công trình thì cần phải áp dụng các
công nghệ, máy móc kỹ thuật vào đo đạc, khảo sát nền địa
chất để đưa ra các thông số cơ bản trước khi xây dựng các
hệ thống ngầm. Hiện nay, các phương pháp phổ biến
thường được sử dụng đó là khoan lấy mẫu, nén thủy lực cơ
học đất,… Tuy nhiên, các phương pháp này không cho cái
nhìn bao quát và tổng thể về khu vực địa chất khảo sát, bên
cạnh đó, ở góc độ tác động thì nó có thể phá vỡ cấu trúc địa
chất tự nhiên của khu vực, điều này cũng có thể ảnh hưởng
rất lớn đến sức khoẻ môi trường đất [1], [2]. Trước tình
hình đó, nhóm tác giả đã nghiên cứu, áp dụng phương pháp
ảnh điện 2D-3D vào việc đo đạc, khảo sát bức tranh tổng
thể của nền địa chất ban đầu và đã triển khai thực hiện
nghiên cứu: “Khảo sát môi trường đất bằng phương pháp
ảnh điện 2D-3D, nghiên cứu cụ thể tại các tuyến đường
quận Ngũ Hành Sơn, Tp. Đà Nẵng”.
2. Đối tượng va phương phap
2.1. Đối tượng
Tham số quan trọng nhất trong nghiên cứu ảnh điện 2D-
3D là giá trị điện trở suất của đất đá (trong hệ đo lường SI,
điện trở suất được ký hiệu là ρ, thứ nguyên là Ohm.m).
Tham số điện trở suất đặc trưng về tính chất dẫn điện của
môi trường và tính chất này phụ thuộc vào thành phần
khoáng vật, thạch học, cấu trúc, điều kiện lịch sử tạo thành
và thế nằm của đất đá. Để có cái nhìn khách quan về tính
chất dẫn điện của đất, đá dưới mặt đất, Keller, Frischknecht
(1966) và Daniels, Alberty (1966) đã đưa ra bảng số liệu
thực nghiệm điện trở suất được trình bày trong Bảng 1 [3].
Điện trở suất của các đá xâm nhập và biến chất thường
có giá trị rất cao, giá trị điện trở suất của các loại đá này
phụ thuộc nhiều vào độ nứt nẻ và mức độ chứa nước trong
các đới nứt nẻ đó. Giá trị của điện trở suất ứng với mỗi loại
đất đá có thể thay đổi trong một giới hạn khá rộng, từ hàng
triệu Ω.m đến nhỏ hơn một Ω.m. Các đá trầm tích thường
có độ xốp và độ chứa nước cao hơn nên có giá trị điện trở
suất thấp hơn so với các đá thâm nhập và đá biến chất, giá
trị điện trở suất của các đá này thường thay đổi trong
khoảng từ 10 Ω.m đến 10.000 Ω.m, hầu hết đều có giá trị
nhỏ hơn 1.000 Ω.m, giá trị của điện trở suất phụ thuộc rất
lớn vào độ xốp, độ chứa nước của đá và đặc biệt là độ
khoáng hóa của nước chứa trong các lỗ rỗng [4].
Các trầm tích bở rời không gắn kết thường có giá trị
điện trở suất thấp hơn các đá trầm tích với giá trị thay đổi
từ vài Ω.m đến nhỏ hơn 1.000 Ω.m. Giá trị điện trở suất
của chúng phụ thuộc vào độ xốp (các trầm tích chứa nước
bão hòa) và hàm lượng các khoáng vật sét, đất sét thường
có giá trị điện trở suất thấp hơn đất cát. Giá trị điện trở suất
của nước dưới đất dao động trong khoảng từ 10 đến 100
Ω.m, phụ thuộc vào hàm lượng các muối hoà tan có trong
đất. Chú ý rằng, điện trở suất của nước biển rất thấp
(khoảng 0,2 Ω.m) do hàm lượng muối cao. Điều này giúp
cho phương pháp thăm dò điện trở thành một kỹ thuật khá
8 Lê Phước Cường, Lương Văn Thọ
lý tưởng trong việc đo vẽ bản đồ xác định ranh giới nhiễm
mặn ở các vùng duyên hải [5].
Bảng 1. Điện trở suất của một số đất, đá, khoáng vật và
hóa chất phổ biến [3]
Vật liệu Điện trở suất
(Ωm)
Độ dẫn điện
(1/Ωm)
Nham thạch và đá biến
chất:
- Granite (đá granit)
- Basalt (đá bazan)
- Slate (đá phiến)
- Marble (đá cẩm thạch)
- Quartzite (thạch anh)
5.103 - 106
103 - 106
6.102 - 4.107
102 - 2,5.108
102 - 2.108
10-6 - 2.10-4
10-6 - 10-3
2,5.10-8 - 1,7.10-3
4.10-9 - 10-2
5.10-9 - 10-2
Trầm tích:
- Sandstone (sa thạch)
- Shale (đá phiến sét)
- Limestone (đá vôi)
8 - 4.103
20 - 2.103
50 - 4.102
2,5.10-4 - 0,125
5.10-4 - 0,05
2,5.10-3 - 0,02
Đất và nước:
- Clay (đất sét)
- Alluvium (đất phù sa)
- Goundwater (nước ngầm)
- Sea water (nước biển)
1 - 100
10 - 800
10 - 100
0,2
0,01 - 1
1,25.10-3 - 0,1
0,01 - 0,1
5
Hóa chất:
- Iron (sắt)
- 0,01 phân tử gam KCl
- 0,01 phân tử gam NaCl
- 0,01M axit Axetic
- Xylene
9,074.10-8
0,708
0,843
6,13
6,998.1016
1,102.107
1,413
1,185
0,163
1,429.10-17
Giá trị điện trở suất của một số loại vật liệu hoặc hóa
chất ô nhiễm công nghiệp cũng đã được trình bày trong
Bảng 1. Một số kim loại như sắt có giá trị điện trở suất rất
thấp. Các hoá chất điện phân mạnh như KCl và NaCl có
thể làm giảm một cách đáng kể điện trở suất của nước dưới
đất đến một giá trị nhỏ hơn 1Ω.m ngay cả khi các hóa chất
này có hàm lượng tương đối thấp, đó là những đặc tính giúp
ta có thể khảo sát khả năng tích tụ và sự dịch chuyển ô
nhiễm về các hóa chất công nghiệp trong nền địa chất trong
khảo sát về môi trường [6, 7].
2.2. Phương pháp nghiên cứu
2.2.1. Nghiên cứu thuyết ảnh điện 2D
Trong thăm dò ảnh điện 2D, định luật Ohm chi phối sự
truyền dẫn trong dòng điện môi trường địa chất. Dạng vi
phân của định luật Ohm trong môi trường liên tục:
( )J U E (1)
Trong phương pháp thăm dò điện, người ta thường
dùng1
0
là điện dẫn suất (hay độ dẫn điện) của môi
trường, J là mật độ dòng diện dẫn tại một điểm đang xét
trong môi trường, E là cường độ điện trường tại một điểm
đang quan sát trong môi trường.
Trong hầu hết các phương pháp thăm dò điện, nguồn
điện thường có dạng nguồn điểm. Trong trường hợp này,
xét một phần tử có thể tích DV bao quanh một nguồn dòng
điện I tại vị trí III zyx ,, , khi đó phương trình mô tả
quan hệ giữa cường độ dòng và mật độ dòng có dạng:
Ñ.J =I
DVd(x- xI )d(y- yI )d(z- zI ) (2)
(2) là công thức mà Dey và Morrison sử dụng trong
thăm dò ảnh điện 2D năm 1979, trong đó, là hàm Delta
Dirac với các tính chất sau:
, 0( ) ; ( ) ( ).
0, 0
( ) 1; ( ) ( ) (0), ( ).
( ) ( ) ( ), ( ).I I
xx x x
x
x dx U x x dx U U x
U x x x dx U x U x
•
•
(1) và (2) ta viết lại:
. , , , , I I I
Ix y z U x y z x x y y z z
V
(3)
Phương trình (3) là phương trình cơ bản mô tả sự phân
bố điện thế trong môi trường do một nguồn dòng điểm gây
ra. Có nhiều kỹ thuật phát triển để giải phương trình này
cho bài toán thuận và bài toán ngược trong thăm dò trường
điện không đổi.
2.2.2. Nghiên cứu thực nghiệm
a. Nghiên cứu cấu hình thiết bị Wenner-alpha đo điện
trở suất biểu kiến
Sự phân bố điện trở suất cũng như đặc điểm và cấu
trúc địa chất của môi trường bên dưới mặt đất sẽ tạo ra
một dáng điệu hay trường điện riêng bên trên bề mặt của
nó. Do đó, trong phương pháp thăm dò ảnh điện 2D của
trường điện không đổi, muốn biết được thông tin về môi
trường địa chất bên dưới ta phải tiến hành các phép đo
điện trở suất biểu kiến trên bề mặt của nó. Phép đo được
thực hiện bằng cách phát dòng điện không đổi có cường
độ I vào môi trường địa chất cần khảo sát thông qua điện
cực. Đối với cấu hình thiết bị Wenner-alpha bốn cực đối
xứng (theo Hình 1), hiệu điện thế giữa hai điện cực thu
thế P1, P2 được tính như sau:
1 2
1 1 2 1 1 2 2 2
1 1 1 1( ) ( )
2C P C P C P C P
IU U P U P
r r r r
(4)
Trong đó, 22122111
,,,PCPCPCPC
rrrr là khoảng cách từ các
điện cực thu thế P1, P2, đến các điện cực dòng C1, C2.
Từ công thức (4), ta có thể xác định được điện trở suất
biểu kiến của môi trường địa chất bên dưới:
I
Uka
(5)
Trong đó:
22211211
1111
2
PCPCPCPCrrrr
k
là tham số hình học phụ thuộc vào sự sắp xếp của 4 điện cực.
Điện trở suất biểu kiến không phải là điện trở suất thật
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 9
của môi trường địa chất bên dưới. Liên hệ giữa giá trị điện
trở suất biểu kiến và giá trị điện trở suất thật bên dưới của
môi trường địa chất là mối liên hệ phức tạp. Việc xác định
điện trở suất thật từ giá trị điện trở suất biểu kiến quan sát
được là vấn đề của bài toán ngược trong thăm dò ảnh điện
2D, dựa vào thuật toán sai phân hữu hạn.
Hình 1. Cấu hình thiết bị Wenner-alpha
b. Nghiên cứu quy trình đo ngoai thực địa của cấu hình
thiết bị Wenner-alpha
- Vị trí tuyến đo
Hình 2. Vị trí của 3 tuyến đo tại khu vực thuộc
quận Ngũ Hành Sơn, Tp. Đà Nẵng
Theo khảo sát thực địa, để có cơ sở đánh giá đặc điểm
địa chất, ba tuyến đo với chiều dài là 22 m được lập tại khu
vực góc ngã tư (hướng Đông-Nam) đường Đoàn Khuê và
Lê Hữu Khánh, thuộc Quận Ngũ Hành Sơn, được trình bày
trên Hình 2.
- Quy trình đo thực địa Để thực hiện đo ảnh điện 2D-3D tại khu vực này, ta đi
dây cáp và tiến hành cắm m = 23 điện cực cách đều nhau
a = 1m trên tuyến đo như Hình 3, khoảng cách giữa các
điện cực C1, P1, P2, C2 được giữ không đổi đối với mỗi mức
đo sâu (C1P1 = P1P2 = P2C2 = na (m)). Số phép đo (số điểm
đo) trên mỗi mức đo sâu được tính theo công thức tổng quát
là (m – 3n) ứng với bước nhảy của các điểm dữ liệu trên
tuyến đo theo khoảng cách điện cực đơn vị a = 1m, trong
đó n là thừa số của mức đo.
Đối với mức đo sâu thứ nhất của thiết bị thứ nhất
(n = 1) ứng với khoảng cách giữa các điện cực là “a = 1m”
(C1P1 = P1P2 = P2C2= 1m), ta sẽ thực hiện 20 điểm đo dọc
theo tuyến khảo sát. Phép đo thứ nhất được thực hiện với
các điện cực 1, 2, 3 và 4, được sử dụng tương ứng như các
điện cực C1, P1, P2 và C2. Tiếp theo, phép đo thứ hai được
thực hiện với các điện cực 2, 3, 4 và 5 có chức năng tương
ứng như là các điện cực C1, P1, P2 và C2. Cứ tiếp tục tịnh
tiến phép đo như vậy (với bước tịnh tiến là “a = 1(m)”) dọc
theo tuyến đo cho đến khi các điện cực 20, 21, 22 và 23
được sử dụng cho phép đo cuối cùng.
Tiếp theo, đối với mức đo sâu thứ hai của thiết bị thứ
hai (n = 2), ứng với khoảng cách giữa các điện cực là
“2a = 2m” (C1P1 = P1P2 = P2C2 = 2m), ta tiến hành 17 phép
đo dọc theo tuyến khảo sát. Đối với mức đo sâu thứ hai, phép
đo đầu tiên được thực hiện với các điện cực 1, 3, 5, 7. Phép
đo thứ hai các điện cực 2, 4, 6 và 8 được sử dụng, quy trình
được lặp lại dọc theo tuyến khảo sát cho đến khi các điện cực
17, 19, 21 và 23 được sử dụng cho phép đo cuối cùng.
Hình 3. Sơ đồ cách sắp xếp các điện cực trong thăm dò ảnh
điện 2D-3D và trình tự các phép đo để xây dựng một mặt cắt
2D-3D cho hệ thiết bị Wenner-alpha
Quy trình được lặp lại tương tự cho các mức đo sâu thứ
ba, thứ tư, thứ năm và thứ sáu, tương ứng với khoảng cách
giữa các điện cực là “3a = 3m”, “4a = 4m”, “5a = 5m”,…
phép đo được tiến hành cho đến khi đạt khoảng mở cần
thiết. Thiết bị Wenner-alpha là một trong những loại thiết
bị có cường độ tín hiệu mạnh nhất, nhạy đối với cấu trúc
phân bố ngang và được sử dụng đầu tiên bởi nhóm nghiên
cứu của Đại học Birmingham (Griffiths và Turnbull, 1985;
Griffiths, Turnbull và Olayinka, 1990).
3. Kết quả nghiên cứu va thảo luận
3.1. Kết quả nghiên cứu
Sau khi tính toán dữ liệu của 3 tuyến đo với sự hỗ trợ
của phần mềm Res2Dinv (trên thuật toán sai phân hữu hạn)
và Surfer8, kết quả ảnh điện tại khu vực khảo sát (tuyến 1:
với 9 vòng lặp, sai số 5,6%; tuyến 2: với 9 vòng lặp, sai số
3,4%; tuyến 3: với 16 vòng lặp, sai số 6,8%) được biểu diễn
như Hình 4:
Hình 4. Kết quả ảnh điện 2D-3D tại khu vực khảo sát
10 Lê Phước Cường, Lương Văn Thọ
3.2. Thảo luận và giải đoán kết quả
Qua quan sát kết quả ảnh điện theo Hình 4, thì cấu trúc
địa chất ở đây về cơ bản phân thành hai lớp:
- Lớp thứ nhất phân bố ở trên có độ dày khoảng 3m, giá
trị điện trở suất vào khoảng từ 32,86 Ωm đến 2152,70 Ωm.
Đây là lớp địa chất sang lấp từ nơi khác đến, thành phần
chủ yếu là đất bazan, đất sét xám đen trộn lẫn với cát và sa
thạch vụn, lớp này dày nhất tại vị trí tuyến 2.
- Lớp thứ hai phân bố bên dưới (ở độ sâu khoảng 3m
trở xuống), có giá trị điện trở suất vào khoảng 0,086 Ωm
đến 160,96 Ωm, đây có thể là lớp địa chất gốc tại khu vực
này. Thành phần vật chất chủ yếu là đất cát phù sa trộn lẫn
với bùn sét đen và một ít sạn đá vụn, trong lớp này có mật
độ chứa nước cao. Tại khu vực của vị trí tuyến 3, mật độ
nước phân bố ở độ sâu khoảng từ 2,5 m trở xuống và chiều
dài khoảng từ 0 m đến 12 m (dọc theo tuyến đo) và chiều
dài từ 14 m đến cuối tuyến đo; còn tại khu vực tuyến đo 1
và 2 phân bố ở độ sâu khoảng 3 m trở xuống và chiều dài
trong khoảng từ 10 m đến 19 m (dọc theo tuyến đo).
3.3. Kiến nghị
Như vậy, qua kết quả phân tích thì bức tranh địa chất đến
độ sâu khảo sát được phân thành 2 lớp, lớp trên cứng chắc
hơn lớp dưới. Lớp dưới có mật độ chứa nước cao hơn lớp
trên, đặc biệt là tại vị trí tuyến 3 (trong khoảng 10 m (dọc
theo trục Ox), ở độ sâu khoảng 2 m trở xuống). Dọc theo trục
Oy (trong khoảng từ vị trí 14 m đến 22 m (dọc theo tuyến
đo), ở độ sâu khoảng 2,5 m trở xuống) có hệ thống các mạch
nước ngầm với mật độ lớn. Do đó, để có độ ổn định và bền
vững nền móng, công trình phải tiến hành xử lý hút hoặc hạ
mực nước ngầm và đổ các thành phần đá hộc, đá phiến hay
các loại đất đá xà bần cứng chắc vào các vị trí có mật độ
phân bố nước ngầm cao như đã trình bày ở trên. Trong xây
dựng công trình dân dụng, nếu đặt hệ thống móng băng trong
lớp địa chất thứ nhất thì về lâu dài sẽ đạt được độ ổn định và
bền vững cho công trình, đảm bảo sức khoẻ môi trường địa
chất và sức khoẻ công trình.
4. Kết luận
Kết quả nghiên cứu đã thể hiện rõ phương pháp ảnh điện
2D-3D là một công cụ hữu hiệu dùng để khảo sát, đánh giá
và đưa ra bức tranh tổng quát về môi trường địa chất khu vực
nghiên cứu. Thông qua đó, ta có thể biết được thành phần đất
đá, nước ngầm, đặc điểm cấu trúc, cũng như điều kiện hình
thành kiến tạo của môi trường địa chất tại đây. Hơn nữa,
phương pháp còn cho phép giải đoán được các thông tin hữu
ích phục vụ cho các lĩnh vực khác có liên quan như môi
trường, các thành phần hoá học môi trường đất, địa chất công
trình, vấn đề về tìm kiếm nguồn nước ngầm và xây dựng nền
móng cơ sở hạ tầng... Bên cạnh đó, phương pháp ảnh điện
2D-3D nghiên cứu trường điện không đổi nên không xâm
thực hay phá hủy môi trường địa chất trong quá trình nghiên
cứu, đó là một trong các đặc tính ưu việt của phương pháp.
Trong giai đoạn hiện nay, với sự hỗ trợ đắc lực về các kỹ
thuật tính toán (phần mềm và các chương trình tính toán có
tốc độ xử lý nhanh) đã giúp cho phương pháp ảnh điện
2D-3D có thể đo đạc và xử lý đến hàng trăm, hàng ngàn điểm
dữ liệu trong một thời gian ngắn. Quy trình thu thập dữ liệu
ngoài thực địa đơn giản cùng với thiết bị máy móc gọn nhẹ
giúp cho phương pháp ảnh điện 2D-3D có thể linh hoạt thực
hiện khảo sát môi trường địa chất ở các địa hình khác nhau,
có được thông tin của đối tượng nghiên cứu ở phạm vi sâu
hơn và rộng hơn. Cuối cùng, giá thành của một đợt khảo sát
ảnh điện 2D-3D thấp hơn so với các hướng thăm dò khác
trong tổ hợp các phương pháp địa vật lý. Cụ thể, phương pháp
ảnh điện 2D-3D có giá thành bằng 1/2 giá thành của phương
pháp khoan thăm dò và bằng 1/2,5 giá thành của phương pháp
radar nên cần được triển khai mở rộng ứng dụng nhiều hơn
nữa trong lĩnh vực khảo sát thành phần hoá học môi trường
đất, địa chất công trình và xây dựng dân dụng.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Nguyễn Ngọc Thu, Phương pháp thăm dò điện 2D, Liên đoàn Bản
đồ Địa chất miền Nam, 2006.
[2] Nguyễn Thành Vấn, Lê Ngọc Thanh, Nguyễn Minh Anh, “Áp dụng
phương pháp ảnh điện để nghiên cứu tính chất bất đồng nhất của môi
trường đất đá”, Tạp chí phát triển Khoa học Công nghệ, Đại học Quốc gia Thành phố Hồ Chí Minh, Tập 8, 2005, trang 35-42.
[3] Dey, A. and Morrison, H. F, “Resistivity modelling for arbitrary
shaped two dimensional structures”, Geophysical Prospecting, No.2
7, 1979, pp. 1020-1036.
[4] Loke M.H. and Barker R.D., Improvements to the Zohdy method for
the inversion of resistivity sounding and pseudesection data,
Computers and Geosciences, Vol. 21, No. 2, 1995, pp. 321-322.
[5] Olayinka A.I and Yaramanci U, “Use of block Inversion in the 2D
interpretation of apparent resistivity data and its comparision with smoth inversion”, Journal of Apply Geophysics, 45, 2000, pp. 403-416.
[6] McGillvray P.R and Oldenburg D.W, “Methods for calculating
Frechet derivatives and sensitivities for he non-linear inverse
problem”, A comparative study, Geophysical Prospecting, 38, 1990,
pp. 499-524.
[7] Sasaki Y., “Resolution of resistivity tomography inferred from numerical
simulation”, Geophysical Prospecting, 40, 1992, pp. 453-464.
(BBT nhận bài: 08/11/2017, hoàn tất thủ tục phản biện: 01/12/2017)
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 11
TỔNG HỢP OXIT MANGAN CÓ BỀ MẶT RIÊNG LỚN CHO
PHẢN ỨNG OXY HÓA HOÀN TOÀN ISOPROPANOL Ở NHIỆT ĐỘ THẤP
SYNTHESIS OF HIGH SURFACE AREA MANGANESE OXIDE FOR
TOTAL CATALYTIC OXIDATION OF ISOPROPANOL AT LOW TEMPERATURE
Phan Mạnh Duy, Nguyễn Đình Minh Tuấn
Trường Đại học Bách khoa - Đại học Đà Nẵng; [email protected], [email protected]
Tóm tắt - Xúc tác oxit mangan có bề mặt riêng lớn được tổng hợp từ phản ứng oxi hóa khử từ tiền chất axit oxalic và KMnO4 bằng phương pháp nhỏ giọt đồng thời. Các xúc tác sau khi tổng hợp được phân tích đặc trưng bằng các phương pháp XRD, SEM, BET và được đánh giá hoạt tính trên thiết bị phản ứng liên tục pha khí cho phản ứng oxy hóa hoàn toàn isopropanol ở nhiệt độ thấp dưới 250°C. Nghiên cứu cho thấy việc sử dụng tỷ lệ khác nhau giữa axit oxalic và KMnO4 trong quá trình tổng hợp ảnh hưởng trực tiếp đến sự hình thành pha, kích thước tinh thể, diện tích bề mặt riêng của vật liệu, từ đó ảnh hưởng đến hoạt tính chuyển hóa isopropanol. Tỷ lệ tối ưu của Oxalic/KMnO4 là 2,25, cho phép hình thành pha cryptomelane có kích thước tinh thể nhỏ nhất (5,6 nm), bề mặt riêng lớn nhất (147,8 m²/g) và đạt hiệu suất chuyển hóa isopropanol cao nhất.
Abstract - High surface area of MnOx catalysts are synthesized by means of an oxidation/reduction route with oxalic acid and KMnO4 as precursors using dropwise method. Morphological, structural and specific surface area characterizations of the synthesized catalysts are done by SEM, XRD and BET. To evaluate their activity, the low-temperature catalytic oxidation of isopropanol is investigated in temperature range below 250°C. The study finds that difference molar ratio of oxalic acid and KMnO4 during synthesis has strongly affected physico-chemical properties of MnOx and then influenced on their catalytic activity. The value of 2.25 is found as an optimal molar ratio of Oxalic/KMnO4 which allows us to obtain the smallest crystallite size (5.6 nm), the largest surface (147.8 m²/g) of MnOx cryptomelane structure and the highest isopropanol conversion compared to other molar ratios.
Từ khóa - xúc tác; oxit mangan; cryptomelane; VOCs; isopropanol Key words - catalyst; manganese oxide; cryptomelane; VOCs; isopropanol
1. Đặt vấn đề
Hợp chất hữu cơ dễ bay hơi (VOCs - Volatile Organic
Compounds) là các chất hữu cơ có nhiệt độ sôi thấp,
thường được sử dụng trong các khu công nghiệp hóa chất,
dầu khí và trong các hoạt động của con người (như là dung
môi pha trong sơn, trong xử lý bề mặt). Vì vậy, chúng rất
dễ phát thải VOC vào trong môi trường không khí, gây ảnh
hưởng lớn đến sức khỏe của con người và môi trường sống
do tính độc hại của chúng. Theo nhiều nghiên cứu cho thấy,
VOCs với một nồng độ thấp (vài ppm đến vài trăm ppm)
như toluene, benzene, formaldehyde, các loại rượu, ete,
ketone hay các hợp chất chứa clo như chloroform,
trichloroethylene có thể gây kích thích da, mắt, hệ thống
khí quản, hệ tiêu hóa, ảnh hưởng đến hệ thần kinh. Ví dụ
như, việc tiếp xúc lâu dài với benzene thậm chí với nồng
độ rất thấp ~1ppm cũng có thể dẫn đến ung thư [1]. Chính
vì vậy, việc hạn chế và tiến tới loại bỏ hoàn toàn các VOCs
phát thải ra môi trường là rất cần thiết và đã nhận được rất
nhiều sự quan tâm, nghiên cứu trong nhiều thập kỷ qua [2].
Theo các nghiên cứu trên thế giới, trong những năm gần
đây, nhiều phương pháp đã được sử dụng để loại bỏ VOCs
như sự hấp thụ, đốt nhiệt, sinh học, oxy hóa bằng xúc tác
[3]. Trong số đó, khi hàm lượng VOCs trong giới hạn thấp
(khoảng vài trăm ppm) thì phương pháp đốt cháy với sự có
mặt của xúc tác đã cho thấy có hiệu quả hơn trong việc loại
bỏ được triệt để các VOCs này bằng phản ứng oxy hóa
hoàn toàn thành CO2 và H2O với chi phí thấp [4]. Khi
không có mặt xúc tác, quá trình đốt cháy trong công nghiệp
phải thực hiện ở nhiệt độ rất cao, lên đến 1000°C, làm tăng
chi phí và gây ra phát thải thứ cấp NOx.
Theo các nghiên cứu, xúc tác sử dụng cho quá trình này
thường là kim loại quý trên chất mang như Pt, Pd, Au, và
Ag cho hoạt tính cao nhưng giá thành đắt. Hoặc là các oxit
kim loại chuyển tiếp (như Fe2O3, Cr2O3, CuO, NiO, CeO2,
MnO2 và Co3O4) cho hoạt tính tương đương, có giá thành
rẻ hơn nhiều và dễ áp dụng rộng rãi trong công nghiệp [5].
Trong đó, các oxit mangan (như MnO2, Mn2O3 và
Mn3O4) được biết là có hoạt tính tốt trong quá trình oxy
hóa hoàn toàn hydrocarbon và thân thiện với môi trường.
Nhóm tác giả S. C. Kim và đồng nghiệp đã cho thấy hiệu
quả của các oxit mangan này trong phản ứng oxy hóa hoàn
toàn benzene và toluene [6]. Một ví dụ điển hình khác là
Y. Sekine và đồng nghiệp đã cho thấy rằng MnO2 trong
phản ứng phân hủy formaldehyde cho hoạt tính cao hơn
hẳn các oxit kim loại khác như Ag2O, PdO, CoO, TiO2,
CeO2, Mn3O4 [7].
Oxit mangan có thể được tổng hợp từ Mn2+ bằng các
hợp chất oxy hóa mạnh KMnO4, (NH4)2S2O8, K2Cr2O7,
hoặc là từ KMnO4 bằng các chất khử như ethanol, glucoza,
axit ascorbic, axit fumaric, axit maleic, ethylene glycol,
hoặc polyvinyl alcohol hoặc nung KMnO4 [6]. Nhiều
phương pháp khác nhau đã được áp dụng như thủy nhiệt,
hồi lưu hay kết tụ [6, 8]. Việc lựa chọn phương pháp tổng
hợp ảnh hưởng rất lớn đến việc hình thành pha và cấu trúc
cũng như hoạt tính của xúc tác. Đặc biệt, bề mặt riêng lớn
được cho là thông số quan trọng ảnh hưởng lớn đến hoạt
tính xúc tác.
Trên cơ sở đó, nhóm tác giả hướng đến tổng hợp xúc
tác oxit mangan MnOx bằng phương pháp oxy hóa khử, dễ
thực hiện với giá thành thấp từ tiền chất axit oxalic và
KMnO4. Đồng thời, nhóm tác giả nghiên cứu ảnh hưởng
của tỉ lệ giữa hai tiền chất này đến các đặc trưng của vật
liệu và đến hoạt tính xúc tác cho phản ứng oxy hóa hoàn
toàn isopropanol (IPA) ở nhiệt độ thấp. Trong nghiên cứu
này, IPA được chọn là hợp chất mô hình cho phản ứng oxy
hóa xúc tác trong dòng khí chứa 1.000 ppm IPA.
12 Phan Mạnh Duy, Nguyễn Đình Minh Tuấn
2. Thực nghiệm
2.1. Tổng hợp oxit mangan
Một lượng axit oxalic và KMnO4 (Merck) được pha vào
2 cốc riêng biệt chứa 230 mL H2O nước cất. Phản ứng tổng
hợp MnOx được thực hiện bằng cách nhỏ giọt đồng thời 2
dung dịch này vào một cốc lớn. Các tỷ lệ mol giữa oxalic
và KMnO4 (viết tắt, O/K) được sử dụng lần lượt là 1,25;
1,5; 2,25 và 3. Hỗn hợp dung dịch sau phản ứng được gia
nhiệt lên đến 60°C và giữ tại nhiệt độ này trong 30 phút.
Kết tủa có màu nâu đen được đem đi lọc chân không, rồi
rửa bằng nước cất đến pH = 7. Các mẫu xúc tác thu được
sau khi đã được sấy khô ở 110°C trong 24 giờ và nung
trong không khí ở 400°C trong vòng 4 giờ.
2.2. Phân tích đặc trưng hoá lý
Nhiễu xạ tia X (XRD): Cấu trúc tinh thể và thành phần
pha của mẫu được phân tích nhiễu xạ tia X trên thiết bị
SmartLab X-ray Diffractometer (Rigaku - Nhật Bản) với
bức xạ Cu Kα tại 40kV và 30 mA, góc quét 2θ = 5° - 60°
và bước quét 0,1°/phút. Các thông số như cường độ pic, độ
rộng nửa pic (FWHM) được xử lý và tính toán bằng phần
mềm PDXL. Kích thước Dc tính bằng công thức Scherrer
từ giá trị độ rộng nửa pic [9].
Kính hiển vi điện tử quét (SEM): Hình thái cấu trúc
của mẫu được đo bằng kính hiển vi điện tử quét SEM JSM-
6010 Plus/LV (Jeol – Nhật Bản) với độ phóng đại từ 30x
đến 20.000x.
Diện tích bề mặt riêng (BET): Diện tích bề mặt riêng
(SABET) và sự phân bố lỗ xốp của các mẫu được đo trên thiết
bị ASAP 2020 (Micromeritics – Mỹ) bằng phương pháp hấp
thụ đẳng nhiệt N2 ở 77K. Trước khi tiến hành phép đo, các
mẫu được đuổi khí trong chân không ở 110°C trong 2h. Diện
tích bề mặt riêng (SABET) được xác định bằng phương pháp
Brunauer-Emmett-Teller (BET), diện tích bề mặt ngoài
(SAEXT), diện tích vi mao quản (MPA), thể tích vi mao quản
(MPV), tổng thể tích lỗ xốp (TPV) được xác định bằng
phương pháp t-plot của De Boer [10] và kích thước trung bình
của hạt (APS) được xác định từ công thức SABET=6/ρ*APS
[11]. Trong đó, ρ là khối lượng riêng của vật liệu.
2.3. Hoạt hoá và đánh giá hoạt tính xúc tác
Phản ứng oxy hóa IPA trên xúc tác dị thể MnOx được
thực hiện ở nhiệt độ từ 30°C đến 250°C tại Phòng Thí
nghiệm Công nghệ Chế biến Dầu khí, Trường Đại học
Bách khoa – Đại học Đà Nẵng trên thiết bị phản ứng liên
tục (BTRS-jr Parker, Mỹ) dạng ống (đường kính trong
8mm) với tầng xúc tác cố định. Một lượng chính xác chất
xúc tác MnOx (100 miligam) được nạp vào thiết bị phản
ứng và được cố định bằng lớp bông thủy tinh đặt dưới lớp
xúc tác. Dòng nguyên liệu đi vào hệ thống xúc tác có lưu
lượng 100mL/phút (gồm có heli 6,4 mL/phút, oxy
26,4 mL/phút, nitơ 45,7mL/phút và 1.000ppm IPA) được
thiết lập và kiểm soát bằng hệ thiết bị điều khiển lưu lượng.
Vận tốc không gian của quá trình là 20.000 h-1. Sản phẩm
đi ra từ thiết bị phản ứng được phân tích bằng thiết bị sắc
ký khí Agilent 7890 B có trang bị đầu dò TCD và FID.
Độ chuyển hóa isopropanol (IPA conversion) được
tính theo công thức (1) và hiệu suất chuyển hóa IPA thành
CO2 và acetone được tính theo công thức (2) và (3):
=[IPA]𝑖𝑛 − [IPA]𝑜𝑢𝑡
[IPA]𝑖𝑛
× 100 (1)
𝑌𝐶𝑂2=
[𝐶𝑂2]
3 × [𝐼𝑃𝐴]𝑖𝑛
× 100 (2)
𝑌𝐴𝑐𝑒𝑡𝑜𝑛𝑒 =[𝐴𝑐𝑒𝑡𝑜𝑛𝑒]
[𝐼𝑃𝐴]𝑖𝑛
× 100 (3)
Trong đó, [IPA] in, [IPA]out là nồng độ isopropanol đầu
vào và đầu ra (tính bằng ppm), YCO2 (%) và YAcetone (%) là
hiệu suất chuyển hóa IPA thành CO2 và acetone, [CO2] và
[Acetone] là nồng độ khí CO2 và acetone (tính bằng ppm)
tạo thành tại nhiệt độ khảo sát.
3. Kết quả và thảo luận
3.1. Đặc trưng xúc tác
Thành phần pha – XRD
Hình 1 biểu diễn giản đồ nhiễu xạ tia X của các mẫu
tổng hợp được với các tỉ lệ O/K sử dụng khác nhau. Các
mẫu OK1,25, OK1,5 và OK2,25 cho một pha duy nhất là
cryptomelane (viết tắt là OMS) với cấu trúc tinh thể đơn
nghiêng (monoclinic) có công thức hóa học
K0,09MnO2·0,08H2O. Cấu trúc này được xác định dựa trên
các vạch 2:12,5°; 18°; 28,5°; 37,4°; 42° và 49,5° trùng vị
trí với pha JCPDS 00-062-0245 trong cơ sở dữ liệu cấu trúc
pha PDF-2-ICDD2015. Khi tỷ lệ O/K là 3, các vạch đặc
trưng cho OMS tại vị trí 2 12,5° và 18° tương ứng với mặt
tinh thể (1,0,-1) và (2,0,0) biến mất. Điều này cho thấy
không có sự hình thành cấu trúc OMS nữa. Khi đó, sản
phẩm thu được là hỗn hợp hai pha, pyrolusite (MnO2, cấu
trúc tứ diện) tại các vị trí 2:28,6°; 37,3°; 40,9°; 42,7°;
46,1° và 56,5° [trùng với pha JCPDS 01-081-2261] chiếm
đa số và bixbyite (Mn2O3, cấu trúc lập phương) tại các vị
trí 2:23,1°; 32,9°; 38,2°; và 55,1° [trùng với pha JCPDS
01-071-0636]. Một số nghiên cứu cũng cho giản đồ XRD
của pha cryptomelane, pyrolusite và bixbyite tương tự [12].
Hình 1. Giản đồ nhiễu xạ tia X của các mẫu MnOx tổng hợp từ
các tỷ lệ mol O/K khác nhau (cường độ phổ nhiễu xạ tia X của
mẫu OK2,25 đã được nhân lên 10 lần)
Theo nhiều nghiên cứu, cryptomelane là cấu trúc rây
phân tử gồm chuỗi các khối bát diện cơ bản MnO6 kết nối
với nhau qua cạnh và góc của chúng thành dạng hầm lớn
với kích thước ∼4,7 Å×4,7 Å (Hình 2). Các hầm lớn này
được tạo thành từ các khối 2 bát diện MnO6 (2×2). Bên
cạnh đó, cấu trúc còn chứa các hầm nhỏ (1×1). Thành phần
hóa học của OMS là KxMn8O16 với cation kali nằm trong
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 13
hầm và giữ vai trò ổn định cấu trúc [13]. Sự có mặt của kali
trong cấu trúc làm cho số oxy hóa của vật liệu oxit mangan
này là hỗn hợp của Mn3+ và Mn4+.
Hình 2. Cấu trúc oxit mangan (A) Cryptomelane,
(B) Pyrolusite [14]
Trong khi đó, pyrolusite được biết đến như một cấu trúc
bền vững và khá phổ biến của oxit mangan [14]. Pyrolusite
cũng được cấu tạo từ chuỗi các bát diện MnO6. Tuy nhiên,
khác với cryptomelane, các chuỗi bát diện này nối với nhau
qua cạnh và nối với các chuỗi bát diện khác qua góc tạo
thành cấu trúc dạng hầm (1×1).
Kích thước tinh thể (Dc) được tính theo công thức
Scherrer cho mặt mạng (2,1,-1) tại vị trí 2 37,4°, được thể
hiện trong Bảng 1. Trong đó, mẫu OK2,25 có kích thước
tinh thể tính toán được nhỏ nhất (5,6 nm), tương ứng với
độ rộng nửa chiều cao FWHM của các pic trên kết quả
nhiễu xạ tia X là lớn nhất. Kích thước tinh thể Dc của OMS
lần lượt là 35,7 nm và 43,1 nm cho các mẫu OK1,5 và
OK1,25. Đối với mẫu OK3, Dc của MnO2 tại mặt mạng
(1,0,1) vị trí 2 37,3° là 16,9 nm.
Bảng 1. Thông số khoảng cách giữa các mặt mạng (d), độ rộng
nửa pic (FWHM) và kích thước tinh thể (Dc) của mặt mạng
(2,1,-1) tại vị trí 2 37,4°
Mẫu 2-theta (°) d (Å) FWHM (°) Dc (nm)
OK1,25 37,44 2,400 0,20 43,1
OK1,5 37,48 2,398 0,25 35,7
OK2,25 37,44 2,410 1,56 5,6
OK3* 37,27 2,411 0,52 16,9
(*) Tính cho mặt mạng (1,0,1) của pha pyrolusite (MnO2) tại
vị trí 2 37,3°
Hình thái vật liệu – SEM
Hình 3. Hình chụp SEM các mẫu sau khi nung,
OK1,25; OK1,5; OK2,25 và OK3
Kết quả chụp SEM cho thấy ở độ phóng đại 20.000 lần
(Hình 3), hình thái bề mặt các mẫu có sự khác biệt lớn ở
các tỷ lệ mol khác nhau. Cụ thể, vật liệu tổng hợp được có
dạng sợi, phân bố đồng đều (chiều dài trung bình xấp xỉ
200-250 nm) đối với mẫu OK1,25. Mẫu OK1,5 cũng cho
cấu trúc các sợi nhỏ và ngắn hơn mẫu OK1,25 (dài xấp xỉ
100-150 nm). Mẫu OK2,25 có hình thái dạng hạt kết khối
lại với nhau và mẫu OK3 là hỗn hợp của các khối (chiếm
đa số) và các sợi nhỏ, dài xấp xỉ 1 µm.
Diện tích bề mặt riêng và cấu trúc mao quản
Hình 4. Diện tích bề mặt riêng BET của MnOx được tổng hợp
theo các tỷ lệ khác nhau
Từ kết quả BET ở Hình 4, nhóm tác giả nhận thấy rằng
việc thay đổi tỷ lệ mol của axit oxalic và KMnO4 có ảnh
hưởng lớn đến diện tích bề mặt riêng của vật liệu. Cụ thể, khi
lượng axit oxalic tăng từ 1,25 đến 1,5 lần KMnO4, bề mặt
riêng của OMS thu được thấp (28,5 m²/g). Khi tăng tỷ lệ này
lên 2,25, OMS thu được có bề mặt riêng lớn nhất (148,7 m²/g),
cao hơn so với nhiều nghiên cứu đã từng công bố trước đây
về vật liệu OMS này [15]. Tuy nhiên, bề mặt riêng của xúc tác
bị giảm khi tăng tỉ lệ O/K lên 3. Kết quả này tương thích với
hình thái mẫu SEM, khi O/K trong khoảng 1,25 - 1,5, cấu trúc
OMS thu được có dạng sợi nên có bề mặt riêng nhỏ.
Bảng 2 thể hiện các giá trị diện tích bề mặt riêng, diện
tích bề mặt ngoài của vật liệu và diện tích của vi mao quản,
tổng thể tích lỗ xốp, thể tích vi mao quản và kích thước hạt
trung bình. Mật độ vi mao quản (d < 2 nm) có thể được đánh
giá thông qua giá trị MPA. Các vật liệu MnOx tổng hợp được
đều có các vi mao quản với mật độ tăng dần từ 2,3 m2/g đến
16,8 m2/g theo tỷ lệ O/K. Trong đó, mẫu OK2,25 có diện
tích bề mặt vi mao quản (16,8 m²/g) và thể tích vi mao quản
(0,0078 cm3/g) lớn nhất so với các mẫu còn lại. Kích thước
hạt trung bình APS của các mẫu OK1,25; OK1,5 và OK2,25
tính theo kết quả giải hấp thu được trong Bảng 2 có cùng xu
hướng với kích thước tinh thể thu được từ XRD.
Bảng 2. Diện tích bề mặt riêng, thể tích lỗ xốp và kích thước
hạt trung bình
Mẫu Bề mặt riêng (m²/g)
Thể tích xốp
(cm3/g) APS
(nm) SA BET SA Ext MPA MPV TPV
OK1,25 12,6 10,3 2,3 0,0011 0,0815 477,7
OK1,5 28,5 19,5 9,0 0,0045 0,0315 210,9
OK2,25 148,7 131,9 16,8 0,0078 0,352 40,3
OK3 121,8 109,1 12,7 0,0058 0,4822 49,3
(A) (B)
14 Phan Mạnh Duy, Nguyễn Đình Minh Tuấn
Để hiểu kỹ hơn về ảnh hưởng của điều kiện tổng hợp
đến sự hình thành MnOx, ta xem xét yếu tố nhiệt động học
của phản ứng oxy hóa khử giữa KMnO4 và axit oxalic xảy
ra. Khi tỉ lệ O/K thấp, phản ứng ưu tiên xảy ra theo phản
ứng (eq.1) cho sản phẩm là MnO2 vì hiệu điện thế dương
tính theo phương trình Nernst giữa hai cặp oxy hóa khử
MnO4-/MnO2 (eq.2) và CO2/C2O4
2- (eq.3) trong điều kiện
nghiên cứu. Khi tỉ lệ mol O/K từ 2,25, lượng axit oxalic lớn
hơn so với tỉ lệ 1,5 của phản ứng (eq.1). Do vậy, phản ứng
(eq.4) có thể xảy ra và kết quả là một phần MnO2 hình
thành bị hòa tan bởi H2C2O4 dư, dẫn đến kích thước của
MnO2 hình thành nhỏ hơn và cho bề mặt riêng lớn hơn. Từ
kết quả XRD, khi tăng tỉ lệ O/K từ 1,25 đến 2,25, ta thấy
rằng cấu trúc của vật liệu vẫn giữ được pha cryptomelane
chứa kali với sự xuất hiện của mặt mạng (1,0,-1) và (2,0,0).
Cường độ của chúng giảm dần khi tăng tỉ lệ O/K. Tuy
nhiên, khi tỉ lệ O/K này bằng 3, phản ứng (eq.4) có thể xảy
ra mạnh hơn, dẫn đến việc hòa tan MnO2 nhiều hơn và ảnh
hưởng đến sự hình thành pha. Thực vậy, kết quả trên giản
đồ XRD chỉ ra rằng 2 mặt mạng trên hoàn toàn biến mất và
pha thu được là hỗn hợp của pyrolusite và bixbyite.
3H2C2O4 + 2KMnO4 → 2H2O + 6CO2 + 2MnO2 +
2KOH (eq.1)
MnO4– + 2H2O + 3e- = MnO2 (s) + 4OH– (eq.2)
E0 = 0,595 V
H2C2O4 = 2CO2 + 2H+ + 2e– (eq.3)
E0 = 0,490 V
MnO2 + 4H+ + 2e-– = Mn2+ + 4OH– (eq.4)
E0= 1,224V
3.2. Hoạt tính xúc tác
Trong khuôn khổ của nghiên cứu này, nhóm tác giả tiến
hành so sánh hoạt tính các xúc tác thông qua phần trăm
chuyển hóa 1.000 ppm IPA và hiệu suất chuyển hóa IPA
thành CO2 và acetone tại các nhiệt độ là 50°C, 100°C,
150°C và 200°C.
Hình 5. (A) Độ chuyển hóa isopropanol và (B) Hiệu suất
chuyển hóa IPA thành CO2 và acetone từ quá trình oxy hóa IPA
của các mẫu xúc tác tại các giá trị nhiệt độ (50°C, 100°C,
150°C và 200°C)
Hình 5A biểu diễn độ chuyển hóa IPA của các xúc tác
MnOx theo các giá trị nhiệt độ. Tất cả các mẫu xúc tác đều
có hoạt tính đối với IPA ngay cả ở 50°C và độ chuyển hóa
tăng dần theo nhiệt độ và đạt 100% ở 200°C (ngoại trừ
OK1,25 đạt 98%). Hoạt tính oxy hóa IPA tăng dần theo thứ
tự OK1,25<OK1,5<OK3<OK2,25. Đặc biệt nhất là mẫu
OK2,25 cho độ chuyển hóa IPA cao nhất ở tất cả các nhiệt
độ khảo sát, thậm chí ở 50°C, gần 40% lượng IPA đã được
chuyển hóa.
Hình 5B biểu diễn hiệu suất chuyển hóa IPA thành CO2
và acetone sau quá trình oxy hóa IPA với sự có mặt của các
xúc tác MnOx. Kết quả nghiên cứu cho thấy, acetone được
hình thành ngay cả ở nhiệt độ thấp (từ 2%-30% acetone tạo
thành ở 50°C) và không có sự xuất hiện của CO2 tại nhiệt
độ này. Khi nhiệt độ phản ứng tăng đến 100°C, lượng
acetone tạo ra nhiều hơn và có sự xuất hiện của CO2 (2%-
5%). Trên 100°C, acetone giảm và CO2 tạo ra tăng. Điều
này có thể là do acetone tạo ra nhanh chóng bị oxy hóa
hoàn toàn trên xúc tác để tạo thành CO2 theo chuỗi phản
ứng IPA + O2 → Acetone → CO2. Đặc biệt, ở 200°C, sản
phẩm chính đi ra khỏi thiết bị phản ứng gần như chỉ có
CO2, ngoại trừ mẫu OK1,25.
Từ các kết quả đặc trưng và hoạt tính xúc tác, nhóm tác
giả nhận thấy rằng độ chuyển hóa IPA và hiệu suất chuyển
hóa IPA thành CO2 và acetone có liên quan mật thiết đến các
tính chất lý hóa của các xúc tác nghiên cứu, đặc biệt là bề
mặt riêng và kích thước tinh thể. Cụ thể, thứ tự hoạt tính oxy
hóa của các mẫu OK1,25<OK1,5<OK3<OK2,25 tương ứng
với thứ tự SABET tăng dần (Hình 3) và Dc giảm dần. Điều này
giải thích cho việc độ chuyển hóa IPA của các mẫu xúc tác
cũng tăng theo thứ tự này. Trong đó, mẫu OK2,25 có bề mặt
riêng cao nhất (148,7 m2/g), có kích thước tinh thể bé nhất
(5,6 nm) và cho hoạt tính xúc tác trong chuyển hóa IPA cao
nhất. Thêm vào đó, nhiệt độ phản ứng cũng ảnh hưởng đến
loại sản phẩm tạo thành, cụ thể là acetone là sản phẩm chính
của quá trình ở nhiệt độ thấp (dưới 100°C) và CO2 là sản
phẩm chính khi thực hiện ở nhiệt độ cao hơn.
4. Kết luận
Nhóm nghiên cứu đã tổng hợp thành công xúc tác oxit
mangan có cấu trúc cryptomelane bề mặt riêng lớn 148,7
m²/g bằng phương pháp oxy hóa khử và đã khảo sát được
ảnh hưởng của tỉ lệ O/K đến sự hình thành pha và hoạt tính
xúc tác. Cryptomelane có cấu trúc rây phân tử chỉ hình
thành khi tỉ lệ O/K từ 1,25 đến 2,25. Các xúc tác thu được
đều cho hoạt tính cao và theo thứ tự tăng dần độ chuyển
hóa IPA OK1,25<OK1,5<OK3<OK2,25 và 100% IPA đã
chuyển hóa hoàn toàn ở nhiệt độ 200°C. Với tỷ lệ
oxalic/KMnO4 tối ưu là 2,25, xúc tác có hoạt tính mạnh
nhất với bề mặt riêng là cao nhất 148,7 m²/g, có thể oxy
hóa hoàn toàn IPA ở nhiệt độ 200°C.
Lời cảm ơn: Công trình này được tài trợ bởi đề tài cấp
cơ sở Trường Đại học Bách khoa – Đại học Đà Nẵng,
mã số T2017-02-77.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Wallace, L. A., Assessing human exposure to volatile organic
compounds, Indoor Air Quality Handbook, McGraw-Hill, 2001.
[2] Tzortzatou, K., & Grigoropoulou, E., “Catalytic oxidation of
industrial organic solvent vapors”, Journal of Environmental Science and Health Part A, 45(5), 2010, pp. 534-541.
[3] Hunter, P., & Oyama, S. T., Control of volatile organic compound
emissions, John Wiley, 2000.
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 15
[4] Zhang, Z., Jiang, Z., & Shangguan, W., “Low-temperature catalysis
for VOCs removal in technology and application: A state-of-the-art review”, Catalysis Today, 264, 2016, pp. 270-278.
[5] Kamal, M. S., Razzak, S. A., & Hossain, M. M., “Catalytic oxidation
of volatile organic compounds (VOCs)–A review”, Atmospheric
Environment, 140, 2016, pp. 117-134.
[6] Kim, S. C., & Shim, W. G., “Catalytic combustion of VOCs over a
series of manganese oxide catalysts”, Applied Catalysis B:
Environmental, 98(3), 2010, pp. 180-185.
[7] Sekine, Y., “Oxidative decomposition of formaldehyde by metal
oxides at room temperature”, Atmospheric Environment, 36(35), 2002, pp. 5543-5547.
[8] Wu, Y., Lu, Y., Song, C., Ma, Z., Xing, S., & Gao, Y., “A novel redox-
precipitation method for the preparation of α-MnO2 with a high surface
Mn4+ concentration and its activity toward complete catalytic oxidation of o-xylene”, Catalysis Today, 201, 2013, pp. 32-39.
[9] Patterson, A. L., The Scherrer formula for X-ray particle size
determination. Physical review, 56(10), 1939, pp. 978-982.
[10] Voogd, P., Scholten, J. J. F., & Van Bekkum, H., “Use of the t-plot-
De Boer method in pore volume determinations of ZSM-5 type
zeolites”, Colloids and surfaces, 55, 1991, pp. 163-171.
[11] Zielinski, J. M., & Chemicals, I., Pharmaceutical Physical
Characterization: Surface Area and Porosity, 2013.
[12] Post, J. E., Von Dreele, R. B., & Buseck, P. R., “Symmetry and
cation displacements in hollandites: Structure refinements of hollandite, cryptomelane and priderite”, Acta Crystallographica
Section B: Structural Crystallography and Crystal Chemistry, 38(4),
1982, pp. 1056-1065.
[13] Suib, S. L., “Porous manganese oxide octahedral molecular sieves
and octahedral layered materials”, Accounts of Chemical Research, 41(4), 2008, pp. 479-487.
[14] Post, J. E., “Manganese oxide minerals: Crystal structures and
economic and environmental significance”, Proceedings of the
National Academy of Sciences, 96(7), 1999, pp. 3447-3454.
[15] Subramanian, N., Viswanathan, B., & Varadarajan, T. K., “A facile,
morphology-controlled synthesis of potassium-containing manganese oxide nanostructures for electrochemical supercapacitor
application”, RSC Advances, 4(64), 2014, pp. 33911-33922.
(BBT nhận bài: 01/12/2017, hoàn tất thủ tục phản biện: 26/12/2017)
16 Vũ Hoàng Giang
ỨNG DỤNG BỘ QUAN SÁT PHI TUYẾN VI PHÂN CỤC BỘ TRONG
ĐIỀU KHIỂN TỐC ĐỘ ĐỘNG CƠ ĐIỆN MỘT CHIỀU KÍCH TỪ NỐI TIẾP
KHÔNG CẢM BIẾN TỐC ĐỘ
APPLICATION OF A LOCALLY INFINITESIMAL NONLINEAR OBSERVER TO THE
SPEED SENSORLESS CONTROL OF SERIES CONNECTED DIRECT CURRENT MACHINES
Vũ Hoàng Giang
Trường Đại học Điện lực; [email protected]
Tóm tắt - Bài báo giới thiệu kết quả ứng dụng bộ quan sát cục bộ dựa trên khả năng quan sát vi phân trong điều khiển tốc độ quay của động cơ điện một chiều (ĐCMC) kích từ nối tiếp không sử dụng cảm biến tốc độ. Mô hình của ĐCMC và bộ điều khiển trước hết được lựa chọn phân tích và viết dưới dạng hệ phi tuyến có điều khiển phù hợp. Sau đó, bộ quan sát phi tuyến vi phân được thiết kế dựa trên phép đo dòng điện phần ứng của ĐCMC để ước lượng tốc độ quay khi các thông số đầu là mô-men cơ thay đổi. Cuối cùng, mô phỏng được thực hiện trên máy tính cho hệ thống điều khiển tốc độ động cơ với phản hồi là tốc độ ước lượng. Kết quả cho thấy hệ thống làm việc tốt, cho phép xác nhận tính hợp lệ của bộ quan sát và tính phù hợp trong ứng dụng điều khiển không cảm biến của ĐCMC kích từ nối tiếp.
Abstract - The paper introduces an application of a local observer based on the infinitesimal observability to the sensorless speed control of series connected direct current (DC) machines. The model of the machine is first analyzed and written in an appropriate form of controlled system. Afterwards, an infinitesimally nonlinear observer is designed on the basis of the measurement of armature current of DC machines in order to estimate the machine speed under the variation of mechanical torque. Finally, computer simulation of the speed control of DC machines with the feedback of estimated speed is implemented. The simulated result confirms the performance of the proposed observer as well as the feasibility of the application to the sensorless control of series connected DC machines.
Từ khóa - điều khiển không cảm biến; điều khiển tốc độ; động cơ điện một chiều; khả năng quan sát vi phân; kích từ nối tiếp; quan sát phi tuyến.
Key words - sensorless control; speed control; DC machine; infinitesimal observability; series excitation; nonlinear observer.
1. Đặt vấn đề
Trong ĐCMC kích thích nối tiếp, cuộn dây phần ứng
được nối nối tiếp với cuộn dây kích từ, nhờ đó mô-men
điện của động cơ tỷ lệ thuận với bình phương của dòng điện
phần ứng trong vùng chưa bão hòa mạch từ. Vì vậy, ĐCMC
kiểu kích từ này phù hợp cho các ứng dụng đòi hỏi mô-men
lớn ở tốc độ thấp như cần cẩu, thang máy, băng tải, khoan
dầu, v.v... [1]. Tuy nhiên, do tính chất phi tuyến của mô
hình ĐCMC kích thích nối tiếp, vấn đề điều khiển, quan sát
trạng thái và thông số của hệ thống cũng phức tạp hơn, ví
dụ: điều khiển động cơ cần dựa trên phương pháp điều
khiển phi tuyến hoặc áp dụng thuật toán tuyến tính hóa [1],
[2], [3]. Điều khiển tốc độ có phản hồi thường được áp
dụng trong những trường hợp có yêu cầu cao về sai lệch
điều chỉnh. Tín hiệu phản hồi tốc độ quay có thể thu được
nhờ các cảm biến đo tốc độ hoặc cảm biến đo góc
(encoder). Tuy nhiên, việc trang bị các cảm biến này làm
tăng độ phức tạp và chi phí của hệ thống. Vì vậy, các bộ
quan sát thường được sử dụng như là một giải pháp thay
thế cho các cảm biến kể trên mang lại hiệu quả cao. Bộ
quan sát tốc độ quay cho phép có được thông tin về tốc độ
dựa trên các đại lượng điện sẵn có và có thể đo dễ dàng với
chi phí thấp, như dòng điện phần ứng của động cơ. Bộ lọc
Kalman với các biến thể mở rộng và dự báo đã được áp
dụng để ước lượng các thông số cơ của ĐCMC [4], [5].
Nhược điểm chính của các bộ quan sát họ Kalman là đòi
hỏi khối lượng tính toán lớn. Trong [2], bộ quan sát từng
bước (step-by-step) dựa trên phép sai phân trượt bậc hai đã
được đề xuất để quan sát tốc độ quay theo tín hiệu đầu ra
là dòng điện phần ứng. Phân tích trong [2] cũng chỉ ra
nhược điểm của các nghiên cứu trước là hạn chế về khả
năng quan sát tại điểm kỳ dị và vấn đề áp dụng trong điều
khiển không cảm biến.
Dựa trên khái niệm về khả năng quan sát vi phân cục
bộ cho hệ phi tuyến có điều khiển [6], bài báo này đề xuất
xây dựng một bộ quan sát tốc độ cho ĐCMC kích thích nối
tiếp. Tốc độ quan sát được sử dụng làm phản hồi trong vòng
điều khiển tốc độ của động cơ.
2. Mô hình ĐCMC kích thích nối tiếp
Hình 1 minh họa sơ đồ nối dây nguyên lý của ĐCMC
kích từ nối tiếp, ở đó, cuộn dây phần ứng được nối nối tiếp
với cuộn kích từ và dòng điện chạy trong hai cuộn dây này
bằng nhau.
Hình 1. Sơ đồ nối dây nguyên lý của ĐCMC kích từ nối tiếp
Hình 2. Sơ đồ mô phỏng điều khiển tốc độ ĐCMC
Tốc độ của ĐCMC được điều khiển thông qua điện áp
đầu vào với hai vòng điều khiển: vòng ngoài điều khiển tốc
độ kiểu tích phân tỷ lệ (PI) và vòng trong điều khiển dòng
Rf
Lf
La Ra
v
+
-
Mô hình
ĐCMC (2.1)
PI dòng điện
(2.4), (2.5)
PI tốc độ
(2.2), (2.3)
Bộ quan sát
(3.4)
est
vref
Tm
iaref
ref
ia
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 17
điện kiểu PI như trên Hình 2. Phần phía trên thể hiện các
khối mô hình ĐCMC với bộ điều khiển tốc độ và bộ điều
khiển dòng điện. Trong đó, tốc độ yêu cầu ref được so sánh
với tốc độ phản hồi đo () hoặc ước lượng (est) trong bộ
điều khiển tốc độ. Tín hiệu đầu ra của bộ điều khiển tốc độ
(iaref) được so sánh với tín hiệu phản hồi dòng điện phần
ứng (ia) để đưa ra giá trị yêu cầu của điện áp đầu vào. Phần
phía dưới là bộ quan sát dùng để ước lượng tốc độ est.
Phần tiếp theo của mục này giới thiệu mô hình của
ĐCMC cùng các bộ điều khiển tốc độ và dòng điện được
sử dụng trong mô phỏng. Mô hình máy điện một chiều kích
thích nối tiếp được biểu diễn bởi hệ phương trình sau [7]:
J
T
J
Fi
J
Ldt/d
iL
Li.
L
Rv
L
1dt/di
mv2a
af
aaf
aa
(2.1)
Trong đó:
ia là dòng điện phần ứng; v là điện áp đầu vào;
R, L tương ứng là điện trở tổng và điện cảm tổng của các
cuộn dây phần ứng và cuộn kích từ; R = Ra + Rf, L = La + Lf,
với Ra, La: thông số của cuộn dây phần ứng, Rf, Lf: thông số
của cuộn dây kích từ; là tốc độ của động cơ;
Laf là hỗ cảm giữa các cuộn dây phần ứng và cuộn kích
từ; J là hằng số quán tính; và Fv là hệ số ma sát;
Tm là mô-men cơ trên trục của động cơ;
Bộ điều khiển tốc độ được mô tả bởi các phương trình sau:
1iwrefpwaref zkki (2.2)
ref1 dt/dz (2.3)
Tương tự, bộ điều khiển dòng điện có thể biểu diễn bởi:
2iiaarefpiref zkiikv (2.4)
aaref2 iidt/dz (2.5)
Trong hệ thống, khâu thừa hành thực hiện điều chỉnh
điện áp đặt vào động cơ thường có quán tính nhỏ so với toàn
hệ thống (ví dụ: các bộ biến đổi điện tử công suất như bộ
biến đổi tăng áp hoặc giảm áp DC-DC) nên quán tính của nó
có thể bỏ qua, khi đó điện áp thực đặt vào động cơ có thể coi
bằng giá trị yêu cầu, nghĩa là v = vref. Chú ý rằng, hai biến
đã được bổ sung để biểu diễn mô hình của các bộ điều khiển
là z1 và z2 được tính theo giá trị yêu cầu và giá trị phản hồi
tương ứng của tốc độ và dòng điện thông qua (2.3) và (2.5)
và luôn hội tụ. Hơn nữa, điện áp vref có tính theo ia, iaref và z2
nên để đơn giản, phương trình (2.1) được chọn làm mô hình
toán học của hệ thống và có thể biểu diễn như sau:
1
T21
xy
f,ftx,tufx (2.6)
trong đó: x1 = ia; x2 = ; x = [x1, x2]T, u = [Tm], h(x) = C.x,
C = [1,0];
Trong mục tiếp theo, hệ có điều khiển (2.6) sẽ được xác
nhận về khả năng quan sát vi phân, từ đó cho phép xây
dựng bộ quan sát tương ứng.
3. Thiết kế bộ quan sát tốc độ quay
Xét hệ có điều khiển sau:
txhy
tx,tuftx (3.1)
trong đó, x(t) n là biến trạng thái; u(t) m và y(t) p
tương ứng là các đầu vào và đầu ra đã biết, các hàm f và h
được giả thiết là đủ trơn. Khi đó, đầu vào u “làm cho” hệ
(3.1) có khả năng quan sát vi phân với x(t) n nếu hệ
tuyến tính không dừng sau quan sát được tại t = 0 [6]:
tztxx
hy
tztx,tux
ftz
u
u
(3.2)
Đầu vào u “làm cho” (3.1) có thể quan sát được vi phân
nếu có thể thực hiện được tại mỗi giá trị đầu của biến trạng
thái x. Với mọi cặp ma trận (A*(.),C*(.)), với
tx,tux
ftA u
tx,tu
x
htC u
và thuộc họ
(At(.),Ct(.), t0), hệ sau có thể quan sát được tại t = 0:
tztCy
tztAtz
*
*
(3.3)
Cấu trúc bộ quan sát của hệ (3.1) có dạng [6]:
txRCtx'Ctx,tuAtS
tStx,tu'AtStS
tytxhtxRCtStx,tuftx T1
(3.4)
trong đó, là thông số cần lựa chọn, R và 0S là các ma
trận định nghĩa dương đối xứng có kích thước tương ứng
là p x p và n x n.
Áp dụng vào hệ ĐCMC có điều khiển ta có các nhận
xét sau:
Hệ phương trình mô tả của ĐCMC (2.6) có dạng
(3.1), trong đó các giả thiết cơ bản đã thỏa mãn. Thật vậy,
ĐCMC là một hệ vật lý với biến trạng thái, đầu vào và đầu
ra đều hữu hạn nên đại lượng đầu vào u = [Tm] thuộc không
gian bị chặn L(+,m) và tồn tại hai tập con KK’ trong
không gian n sao cho với mọi sơ kiện xu(0)K, quỹ đạo
tương ứng xu(0) nằm trong tập K’.
Mô phỏng hoạt động của ĐCMC ứng các giá trị
khác nhau của mô-men cơ ta thu được hạng của ma trận
quan sát O = [C; C.A] luôn bằng 2 (bằng số biến trạng
thái n), trong đó:
J/FJ/iL2
i*L/LL/LRx
x
fA
vaaf
aafaf
Điều này chứng tỏ hệ (3.3) quan sát được hay có thể
thiết kế bộ quan sát cục bộ cho hệ (2.6) dựa trên khả năng
quan sát vi phân với cấu trúc của bộ quan sát dạng (3.4).
Ưu điểm của hệ thống là có thể làm việc với điểm kỳ dị
ngay cả trong trường hợp dòng điện phần ứng bằng 0 mà
hạng của ma trận A vẫn bằng 2.
4. Kết quả mô phỏng và bàn luận
Mô phỏng điều khiển tốc độ của ĐCMC kích thích nối
tiếp được thực hiện trên phần mềm Matlab/Simulink như
18 Vũ Hoàng Giang
được thể hiện trên Hình 3, với các điều kiện sau:
- Mô hình của ĐCMC và các bộ điều khiển (hệ thống)
được cho bởi các công thức từ (2.1) đến (2.5);
- Thông số của ĐCMC và các bộ điều khiển tốc độ và
dòng điện phần ứng được cho trong phụ lục, tham khảo từ
thông số của ĐCMC trong [2]; Mô-men cơ đầu vào thay đổi
theo quy luật phức tạp “đủ thử thách” như trên Hình 3 và 4:
t = (0-15)s và (35-50)s, Tm = 1 Nm; t = (15-35)s, Tm = 10 Nm.
Tốc độ yêu cầu được đưa vào như sau: t = (0-5)s, ref = 2 rad/s;
t = (10-25)s, ref = 100 rad/s; t = (30-40)s, ref = 10 rad/s; và
t = (45-50)s, ref = 0 rad/s;
- Bộ quan sát có cấu trúc (3.4), trong đó các thông số
được lựa chọn sau phép dò (tune): R = 100 (đại lượng vô
hướng); = 150;
- Điều kiện đầu của biến trạng thái và các ma trận thông số:
Hệ thống: x(0) = [ia, , z1, z2] = [0,0,0,0];
Bộ quan sát:
10000
010000S ;
Để xác nhận hoạt động của bộ quan sát, điều kiện đầu
của hệ (3.4) được chọn bằng:
21a0 z,z,ˆ,ix = [10,10,1,1];
Hình 3. Sơ đồ mô phỏng điều khiển tốc độ ĐCMC
trên Matlab/Simulink
Hình 4. Kết quả mô phỏng hoạt động của bộ quan sát tốc độ
Cho hệ thống làm việc với phản hồi tốc độ đo (mô
phỏng) thu được kết quả quan sát như trên Hình 4. Với điều
kiện đầu khác nhau giữa hệ thống và bộ quan sát đáp ứng
tốc độ ước lượng theo đường nét đứt (màu đỏ) sau quá trình
quá độ ban đầu hoàn toàn hội tụ với tốc độ mô phỏng là
đường nét liền (màu xanh), cho phép xác nhận hoạt động
của bộ quan sát.
Để sử dụng tốc độ ước lượng của bộ quan sát làm phản
hồi cho bộ điều khiển tốc độ, điều kiện đầu sau đó được lựa
chọn giống như hệ thống để hạn chế các dao động ban đầu
không cần thiết, cụ thể là: 21a z,z,ˆ,i0x = [0,0,0,0].
Kết quả mô phỏng trong trường hợp điều tốc không cảm
biến được minh họa trên Hình 5. Có thể thấy đáp ứng tốc độ
ước lượng (đường nét đứt màu đỏ) đã bám sát đường tốc độ
yêu cầu (nét chấm gạch, màu đen), đặc biệt là tại các thời
điểm có sự thay đổi mô-men cơ và khi tốc độ yêu cầu động
cơ thay đổi, kể cả ref = 0rad/s trong khoảng t = (45-50)s.
Hình 5. Kết quả mô phỏng điều khiển tốc độ ĐCMC
không cảm biến tốc độ
5. Kết luận
Một ứng dụng của bộ quan sát cục bộ dựa trên khả năng
quan sát vi phân cho hệ ĐCMC có điều khiển tốc độ đã
được trình bày trong bài báo. Tốc độ động cơ ước lượng
bởi bộ quan sát đã được sử dụng thành công trong hệ thống
điều tốc không cảm biến của ĐCMC kích thích nối tiếp.
Kết quả đạt được trong ứng dụng bộ quan sát phi tuyến vi
phân mở ra triển vọng có thể áp dụng thuật toán tương tự
để ước lượng các thông số khác của ĐCMC và các hệ thống
điện có cấu trúc tương tự.
Phụ lục
Thông số định mức của ĐCMC: Uđm = 220 V; Iđm = 15A;
đm = 104,72 rad/s (1.000vòng/phút); Tđm = 27 Nm;
Ra = 0,6 ; Rf = 1,8 ; La = 1 mH; Lf = 220 mH;
Laf = Km*Lf (Km = 0,12); Fv = 0,02 N.m.s; J = 0,2 N.m.s2;
Thông số của bộ điều khiển tốc độ: kpw = 2; kiw = 0,2;
Thông số của bộ điều khiển dòng điện: kpi = 3; kii= 150.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] S. Mehta và J. Chiasson, “Nonlinear control of a series DC motor:
Theory and experiment”, IEEE Transactions on industrial electronics, Vol. 45, Issue 1, 1998, pp. 134-141.
[2] L. Amet, M. Ghanes và J. P. Barbot, Super Twisting based step-by-
step observer for a DC series motor: Experimental results, IEEE
International Conference on Control Applications, 2013.
[3] J. U. Liceaga-Castro, I. I. Siller-Alcalá, J. Jaimes-Ponce, R. A. Alcántara-Ramírez và E. Arévalo Zamudio, “Identification and Real
Time Speed Control of a Series DC Motor”, Mathematical Problems
in Engineering, Vol. 2017, 2017.
[4] N. Boizot, E. Busvelle, J. P. Gauthier và J. Sachau, Adaptive gain extended Kalman filter: Application to a series-connected DC motor,
Conference on Systems and Control, Marrakech, Morocco, 2007.
[5] N. Boizot, E. Busvelle và J. Sachau, High-gain observers and
Kalman filtering in hard real-time, RTL 9th Workshop, 2007.
[6] H. Hammouri, H. G. Vu và H. Yahoui, “Local observer for infinitesimally observable nonlinear systems”, International
Journal of Control, Vol. 86, Issue 4, 2013, pp. 579-590.
(BBT nhận bài: 29/8/2017, hoàn tất thủ tục phản biện: 29/12/2017)
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 19
TỔNG HỢP VẬT LIỆU CACBON NANO ỐNG VÀ ỨNG DỤNG ĐỂ
HẤP PHỤ XĂNG DẦU
SYNTHESIZING CARBON NANOTUBE MATERIAL AND ITS APPLICATION
TO OIL ABSORPTION
Huỳnh Anh Hoàng, Nguyễn Đình Lâm, Nguyễn Khương Bình
Trường Đại học Bách khoa - Đại học Đà Nẵng;
[email protected], [email protected], [email protected]
Tóm tắt - Quá trình tổng hợp cacbon nano ống (CNTs) được thực hiện bằng phương pháp kết tụ hóa học trong pha hơi (CVD) trên bề mặt xúc tác Fe/γ-Al2O3 với nồng độ LPG là 31 %, H2 là 69 %, vận tốc dòng khí là 3,2 cm/phút và nhiệt độ là 710 °C. CNTs tạo ra được đánh giá bằng phương pháp kính hiển vi điện tử quét (SEM) và truyền qua (TEM) cho thấy tính ổn định cao, không thấy xuất hiện cacbon vô định hình và có đường kính ngoài ổn định ở 16,5 nm. Bề mặt riêng theo BET là 190 m2/g. Khả năng hấp phụ xăng, dầu trung bình từ 8 - 10 lần so với khối lượng của CNTs. Khả năng hấp phụ xăng dầu của vật liệu CNTs còn phụ thuộc vào độ cứng tổng, độ mặn của nguồn nước. Kết quả nghiên cứu chỉ ra rằng, khả năng hấp phụ xăng, dầu trong môi trường nước biển và nước sông đạt đến 5,5 - 7 lần so với khối lượng CNTs.
Abstract - The synthesis of carbon nanotubes (CNTs) is carried out by the chemical vapor deposition method (CVD) on the Fe/γ-Al2O3 catalyst surface with the LPG concentration, flow velocity and temperature of 31%, 3.2 cm/min and 710°C, respectively. Under these conditions, the characterizations by SEM, TEM show that the obtained CNTs have high stability in the absence of amorphous carbon and out diameter of 16.5 nm. The surface area of BET is 190 m2/g. The gasoline and oil absorption capacity are 8 - 10 times compared with the mass of CNTs. The absorption capacity of CNTs depends on the total hardness and salinity of water. The results show that the gasoline and oil absorption capacity of CNTs from seawater and river water is from 5.5 to 7 times.
Từ khóa - cacbon nano; hấp phụ; ô nhiễm xăng dầu; tái sử dụng; sự cố tràn dầu.
Key words - carbon nanotubes; absorption; gasoline pollution; reusing; oil spills.
1. Đặt vấn đề
Tràn dầu là sự giải phóng hydrocarbon dầu mỏ lỏng vào
môi trường do các hoạt động khai thác, lưu trữ, vận chuyển
và sử dụng xăng dầu của con người. Tràn dầu không chỉ
ảnh hưởng tiêu cực đến nền kinh tế mà còn gây ảnh hưởng
nghiêm trọng đến môi trường sinh thái. Bên cạnh lượng
dầu tràn do sự cố rò rỉ hay tai nạn gây ra, hoạt động tàu
thuyền khi cập cảng để bốc xếp hàng hoá cũng phát sinh
nhiều nước thải nhiễm dầu. Nước làm mát máy nhiễm dầu
cũng đổ trực tiếp ra khu cảng neo đậu, làm ảnh hưởng đến
chất lượng nước bề mặt tại các khu cảng.
Theo các tính toán, trong điều kiện tĩnh, vệt dầu có ánh
sáng bạc ứng với lớp dầu dày 0,076 µm thì lượng dầu lan tỏa
trên diện tích mặt nước là 0,7 lít/ha. Khi vệt dầu có vết màu
với lớp dầu dày 0,15 µm thì lượng dầu lan tỏa trên diện tích
mặt nước là 1,5 lít/ha [1]. Bằng cách quan sát bề dày của
váng dầu và màu sắc của chúng trên mặt nước, người ta có
thể ước tính khối lượng dầu đã tràn. Lớp váng dầu càng
mỏng thì khả năng thu gom hay làm sạch càng khó khăn.
Đã có nhiều giải pháp kỹ thuật được đề xuất và sử dụng
để phục hồi nước bị ô nhiễm dầu như phương pháp cơ học
sử dụng phao quây, bơm hút đến thiết bị phân tách dầu;
phương pháp hấp phụ vật lý bằng các vật liệu hấp phụ xốp,
đốt tại chỗ hay sử dụng chất phân tán và phân hủy sinh học
[2]. Trong số các kỹ thuật nêu trên, giải pháp hấp phụ vật lý
là một kỹ thuật phổ biến, đơn giản và hiệu quả nhất. Các chất
hấp phụ được sử dụng để làm sạch dầu trong nước có thể
chia thành 3 nhóm điển hình: sợi tổng hợp, sợi tự nhiên và
khoáng chất vô cơ. Sợi tổng hợp như polyurethane,
polypropylene và butylrubber [3, 4, 5] đã được sử dụng rộng
rãi do đặc tính kỵ nước. Tuy nhiên, sự phân hủy chậm của
chúng là một bất lợi lớn và xử lý không triệt để được dầu.
Sợi tự nhiên thường có khả năng hấp phụ tương đối thấp và
chủ yếu là chất ưa nước, ví dụ: mùn cưa, rơm rạ [4], bắp ngô,
bã mía, vỏ chuối [6], sợi bông và sợi len [7, 8]. Các khoáng
chất vô cơ như đất sét, zeolit đều có khả năng hấp phụ thấp.
Để có thể xử lý một cách hiệu quả vết dầu trên mặt
nước, vật liệu phải có các tính chất quan trọng sau đây: (i)
Hấp phụ chọn lọc dầu trong hệ dầu-nước, tức là phải có tính
chất kỵ nước, ưa dầu; (ii) Có khối lượng riêng nhỏ để có thể
nổi lên mặt nước; (iii) Có thể tách được dầu khỏi vật liệu
bằng phương pháp đơn giản; (iv) Tái sử dụng được nhiều lần
và khả năng hấp phụ đạt từ 5 [9] hoặc 6 lần [10] trở lên thì
vật liệu đó có khả năng thương mại. Vật liệu trên cơ sở nano
cacbon đã, đang được nghiên cứu và đưa vào ứng dụng thực
tế vì có khả năng đáp ứng đầy đủ các yêu cầu này.
2. Thực nghiệm
2.1. Nguyên vật liệu, thiết bị và dụng cụ
Nguyên vật liệu gồm có: Bình khí LPG, loại 13 kg, áp
suất 5,5 kg/cm2; bình khí H2, loại 47 kg, áp suất
200 kg/cm2; bình khí N2, loại 47 kg, áp suất 200 kg/cm2; xúc
tác Fe/γ-Al2O3, xăng A95, dầu kerosene (KO) và dầu DO.
Thiết bị, dụng cụ: Hệ thống lò nung kiểu ống với vùng
nhiệt độ làm việc từ 0 – 1.000°C, thiết bị điều khiển lưu
lượng dòng và tín hiệu nhiệt tự động; ống tiêm (xy lanh) y
tế loại 5 ml và máy ép.
2.2. Quy trình tổng hợp CNTs và hấp phụ xăng dầu
2.2.1. Quy trình tổng hợp CNTs
Quy trình tổng hợp CNTs [11] được minh họa theo sơ
đồ Hình 1, bao gồm: lò phản ứng dạng ống, ống phản ứng
bằng Quartz cùng với các hệ thống điều khiển nhiệt độ và
lưu lượng.
20 Huỳnh Anh Hoàng, Nguyễn Đình Lâm, Nguyễn Khương Bình
Hình 1. Sơ đồ tổng hợp cacbon nano ống
Mô tả quá trình tổng hợp: Lấy 5 g xúc tác Fe/γ-Al2O3
cho vào thuyền sứ và đặt vào giữa tâm lò nung. Sau 1 giờ
khử xúc tác ở nhiệt độ 500°C bằng dòng khí H2, hỗn hợp
khí có thành phần thể tích là 31 % LPG và 69 % H2 được
đưa qua thiết bị với vận tốc dòng 3,2 cm/phút và nâng dần
nhiệt độ đến nhiệt độ tổng hợp là 710°C [12] với tốc độ
nâng nhiệt là 10°C/phút. Sau 2 giờ tổng hợp, khoảng 50 g
CNTs hình thành sẽ được làm nguội bằng dòng khí N2 đến
nhiệt độ phòng.
2.2.2. Quy trình hấp phụ xăng dầu
Việc nghiên cứu khả năng hấp phụ xăng dầu bằng
CNTs được thực hiện theo quy trình đã được Fan Z và cộng
sự đề nghị [13] qua các bước sau:
- Cho 0,2 g CNTs vào ống tiêm y tế (5 ml), sau đó thêm
các sản phẩm xăng dầu (xăng A95, dầu lửa và dầu Diesel)
vào và giữ trong 30 phút.
- Ống xy lanh được treo thẳng đứng trong 30 phút để
lượng dầu dư thừa không bị hấp phụ thoát ra hết, như được
mô tả trên Hình 2.
Việc thu hồi dầu hấp phụ từ CNTs để tái sử dụng vật
liệu CNTs được thực hiện bằng 2 phương pháp: Phương
pháp ép piston và phương pháp đốt cháy sản phẩm xăng
dầu đã hấp phụ:
- Phương pháp ép piston của ống tiêm y tế dưới áp suất
3 bar cho đến khi không còn dầu chảy xuống. Khả năng hấp
phụ (q) của CNTs được tính bằng công thức: q = m/M, trong
đó m là khối lượng của dầu hấp phụ và M là khối lượng ban
đầu của CNTs. Quá trình được lặp lại nhiều lần để xác định
hiệu suất cũng như mức độ tái sử dụng của CNTs.
- Phương pháp nhiệt cũng được sử dụng để so sánh hiệu
quả thu hồi và tái sử dụng của CNTs. Sau khi hấp phụ dầu,
tổng khối lượng của CNTs và dầu là m1. Sau đó, đốt hỗn
hợp ở môi trường tự nhiên đến khi hết cháy, khối lượng còn
lại là m2. Khối lượng của dầu hấp phụ được tính bằng m1-
m2. Quá trình này cũng được lặp lại nhiều lần để đánh giá
khả năng tái sử dụng của vật liệu.
Hình 2. Dụng cụ xy lanh dùng ép tách dầu ra khỏi CNTs
3. Kết quả nghiên cứu và bình luận
3.1. Khảo sát đặc trưng của CNTs
Kết quả phân tích CNTs bằng kính hiển vi điện tử quét-
SEM (Hình 3) và truyền qua-TEM (Hình 4) cho thấy,
cacbon nano hình thành là cacbon nano dạng ống, có tính
ổn định cao, không có cacbon vô định hình với đường kính
ngoài 16,5 nm. Bề mặt riêng của mẫu CNTs đo được bằng
phương pháp hấp phụ đẳng nhiệt N2 ở 77°K và xử lý số liệu
theo lý thuyết BET là SBET = 190 m2/g.
Hình 3. Ảnh SEM CNTs với độ phóng đại 5.000 và 15.000 lần
Hình 4. Ảnh TEM CNTs với độ phóng đại 25.000 và
150.000 lần
Để khảo sát hàm lượng cacbon, kim loại Fe và Al trong mẫu
CNTs thu được, nhóm tác giả tiến hành phân tích phổ tán sắc
năng lượng tia X (EDX). Kết quả được thể hiện trên Hình 5.
Hình 5. Phổ tán sắc EDX của CNTs
Các kết quả trên Hình 5 cho thấy, sản phẩm CNTs sau
khi tổng hợp có hàm lượng cacbon cao, chiếm 92,3 % về
khối lượng và 98,4 % theo nguyên tử. Trong khi đó, hàm
lượng Fe và Al lần lượt là 0,44 % và 1,31 % theo khối
lượng; 0,1 % và 0,62 % tính theo nguyên tử.
Kết quả nghiên cứu đặc trưng vật liệu CNTs bằng
phương pháp phân tích nhiệt trọng trường - TGA (Hình 6)
cho thấy, trong môi trường không khí, vật liệu CNTs bắt
đầu bị đốt cháy ở nhiệt độ khoảng 500°C với vị trí đỉnh pic
ở 610°C. Đây chính là cơ sở để nhóm tác giả đề xuất
phương pháp thu hồi CNTs để tái sử dụng bằng phương
pháp đốt dầu bị hấp phụ.
Kết quả nghiên cứu cũng cho thấy rằng hiệu suất tổng
hợp CNTs từ LPG trên xúc tác Fe/-Al2O3 là 10 lần, cao hơn
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 21
nhiều so với khi tổng hợp CNTs từ LPG với xúc tác Ni/Zeolit
là 2 lần [14]. Hiệu suất tổng hợp CNTs cao cũng là một điều
kiện cần thiết để triển khai các ứng dụng của vật liệu nano
cacbon này vào trong đời sống và công nghiệp.
Hình 6. Giản đồ TGA của vật liệu CNTs trong
môi trường không khí
3.2. Ảnh hưởng của các loại dầu đến khả năng và số lần
hấp phụ của CNTs
Khả năng hấp phụ và tái sử dụng của CNTs khi hấp phụ
xăng A95, dầu KO và DO được thực hiện bằng phương pháp
ép và phương pháp đốt. Khả năng hấp phụ dầu và số lần tái
sử dụng của CNTs được trình bày trong Hình 7 và Hình 8.
Hình 7. Khả năng hấp phụ từng loại nhiên liệu theo
phương pháp ép và phương pháp đốt
Các kết quả trên Hình 7 cho thấy, khả năng hấp phụ
xăng A95 và dầu KO theo phương pháp đốt và ép gần giống
nhau, đạt khoảng 9 - 10 g xăng, KO/1 g CNTs (gấp 9 - 10
lần) trong lần hấp phụ đầu tiên và ổn định ở các giá trị từ 8
- 8,5 lần ở các lần hấp phụ sau. Đối với DO, khả năng hấp
phụ của CNTs đạt đến 11 lần trong lần hấp phụ đầu và
phương pháp đốt có dung lượng hấp phụ cao hơn so với
phương pháp ép khi vật liệu CNTs được tái sử dụng: 9,5
lần so với 8,5 lần. Theo phương pháp ép, kết quả này cao
hơn so với nghiên cứu của Huie Liu và cộng sự (~5 g xăng
dầu/1g CNTs) [15].
Hình 8. Khả năng hấp phụ xăng dầu của CNTs tái sử dụng theo
phương pháp đốt và phương pháp ép
Các kết quả trên Hình 8 cho thấy, với việc tăng số lần
tái sử dụng, khả năng hấp phụ xăng dầu của CNTs giảm và
có xu hướng ổn định dần. Mức độ hấp phụ dầu tăng dần từ
xăng A95 đến dầu KO rồi đến DO (A95<KO<DO). Sự thay
đổi cấu trúc tế vi của CNTs trước, sau quá trình ép và đốt
để loại bỏ dầu hấp phụ được phân tích bằng ảnh SEM như
trình bày ở Hình 9.
Hình 9. Phân tích SEM mẫu CNTs hấp phụ xăng A95
sau khi ép (a) và đốt (b)
Kết quả ở Hình 9 cho thấy, khi sử dụng phương pháp
ép, khoảng cách giữa các ống sát gần nhau hơn (Hình 9a)
so với mẫu đốt (Hình 9b). Cấu trúc hình học ống cacbon
nano của cả hai mẫu ép và đốt vẫn không thay đổi.
3.3. Ảnh hưởng của độ cứng tổng (Ca2+ và Mg2+) của
nước sông và nước biển đến khả năng và số lần hấp phụ
Kết quả phân tích độ cứng tổng của nước sông (mẫu lấy
tại sông Cẩm Lệ có độ mặn 0,2 o/oo) và nước biển (mẫu lấy
tại vịnh Đà Nẵng có độ mặn 30 o/oo) có độ cứng tổng (theo
Ca2+ và Mg2+) lần lượt là 30 mg/l và 5.800 mg/l. Khi hàm
lượng ion Ca2+ và Mg2+ trong nước khác nhau thì khả năng
hấp phụ xăng dầu của CNTs cũng khác nhau và được trình
bày trên Hình 10.
Hình 10. Ảnh hưởng của độ cứng tổng đến
khả năng hấp phụ xăng dầu
Các kết quả trên Hình 10 cho thấy, mức độ hấp phụ
xăng A95, dầu KO, DO trong môi trường nước sông gần
như nhau và đạt khoảng 7 lần. Trong khi đó, ở môi trường
nước biển, mức độ hấp phụ xăng A95, dầu KO gần như
nhau và đạt khoảng 5,5 lần, thấp hơn so với dầu DO đạt
khoảng 6,8 lần. Qua đó cho thấy, khả năng hấp phụ xăng
dầu trong môi trường sông lớn hơn môi trường biển. Nguồn
nước có độ cứng càng cao thì khả năng hấp phụ xăng dầu
của vật liệu CNTs càng giảm. Điều này có thể là do các ion
kim loại có trong nước bị hấp phụ và chiếm chỗ bề mặt
hoạt động của CNTs, làm giảm khả năng hấp phụ xăng dầu.
Môi trường nước sông và biển làm giảm khả năng hấp
phụ xăng dầu của CNTs so với mẫu trắng ban đầu từ 20%
đến 35%.
4. Kết luận
Vật liệu CNTs được tổng hợp từ nguồn cacbon là LPG
với xúc tác Fe/γ-Al2O3 có cấu trúc ổn định, đường kính
ngoài của ống trung bình là 16,5 nm, bề mặt riêng
SBET = 190 m2/g là vật liệu tiềm năng để ứng dụng trong xử
lý dầu tràn. Khả năng hấp phụ dầu và tái sử dụng của vật
liệu CNTs bằng các phương pháp ép và đốt đã được nghiên
(a) (b)
22 Huỳnh Anh Hoàng, Nguyễn Đình Lâm, Nguyễn Khương Bình
cứu cho thấy khả năng hấp phụ dầu cao (9 - 11 lần) và ổn
định khi tái sử dụng (8 - 8,5 lần). Trong môi trường nước
thực tế (nước sông và nước biển), khả năng hấp phụ dầu
của CNTs giảm khi độ cứng tổng hay độ mặn của nguồn
nước cao. Tuy nhiên, khả năng hấp phụ vẫn ổn định ở mức
cao, đạt giá trị từ 5,5 - 7 lần so với khối lượng của CNTs
ban đầu.
Lời cám ơn: Nhóm tác giả bài báo xin cám ơn Trường
Đại học Bách khoa – Đại học Đà Nẵng đã tài trợ cho nghiên
cứu này qua đề tài cấp cơ sở mã số: T2017-02-70.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Metcalf & Eddy, Wastewater Engineering, Treatment and Reuse,
4th ed. New York, McGraw-Hill, 2003. [2] Cheng M., Gao Y., Guo X., et al, “A functionally integrated device
for effective and facile oil spill cleanup”, Langmuir, 27(12), 2011,
pp. 7371-7375. [3] Duong H. T. T., Burford R. P., “Effect of foam density, oil viscosity
and temperature on oil sorption behavior of polyurethane”, Journal
of Applied Polymer Science, 99(1), 2006, pp 360-367. [4] Use of sorbent materials in oil spill response, The International
Tanker Owners Pollution Federation Limited, UK, 2012.
[5] Ceylan D., Dogu S., Karacik B., et al, “Evaluation of butyl rubber as sorbent material for the removal of oil and polycyclic aromatic
hydrocarbons from seawater”, Environmental Science &
Technology, 43(10), 2009, pp. 3846-3852. [6] G. Alaa El-Din, A.A. Amer, G. Malsh, M. Hussein, “Study on the
use of banana peels for oil spill”, Alexandria Engineering Journal,
doi: 10.1016/j.aej.2017.05.020, 2017. [7] Radetic M M, Jocic D M, Jovancic P M, et al, “Recycled wool-based
nonwoven material as an oil sorbent”, Environmental Science &
Technology, 37(5), 2003, pp. 1008-1012. [8] Radetic M., Ilic V., Radojevic D., et al, “Efficiency of recycled
wool-based nonwoven material for the removal of oils from water”,
Chemosphere, 70(3), 2008, pp. 525-530. [9] World Catalogue of Oil Spill Response Products, 1997-1998.
[10] M. Saito, N. Ishii, S. Ogura, S. Maemura, and H. Suzuki,
“Development and water tank tests of Sugi Bark sorbent”, Spill Science & Technology Bullentin, 8 (5-6), 2003, 475-482.
[11] Huỳnh Anh Hoàng, Nguyễn Đình Lâm, “Nghiên cứu đề xuất quy trình tổng hợp cacbon nano bằng phương pháp phân hủy xúc tác các
hợp chất chứa cacbon trong điều kiện Việt Nam”, Tạp chí Khoa học
và Phát triển, Sở Khoa học và Công nghệ thành phố Đà Nẵng, 2005 [12] Huỳnh Anh Hoàng, Nguyễn Hữu Phú, Trần Châu Cẩm Hoàng,
Nguyễn Đình Lâm, “Tối ưu hóa quá trình tổng hợp cacbon nano ống
từ LPG”, Tạp chí Khoa học và Công nghệ Đại học Đà Nẵng, Tập 38, 2010, trang 52-59.
[13] Fan Z, Yan J, Ning G, et al, “Oil sorption and recovery by using
vertically aligned carbon nanotubes”, Elsevier Ltd. Carbon, 48(14), 2010, pp. 4197-4200, doi:10.1016/j.carbon.2010.07.002.
[14] Apisit S., Paranchai P., “Preparation of carbon nanotubes by nickel
catalyzed decomposition of LPG”, The Kasetsart Journal, Vol. 35, No. 3, 2001, pp. 354-359.
[15] Tao Liu, Shuang Chen, Huie Liu, “Oil Adsorption and Reuse
Performance of Multi-Walled Carbon Nanotubes”, Science Direct, Procedia Engineering, 102, 2015, pp. 1896 – 1902.
(BBT nhận bài: 28/11/2017, hoàn tất thủ tục phản biện: 07/12/2017)
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 23
THIẾT KẾ VÀ MÔ PHỎNG HỆ THỐNG ĐIỆN NĂNG LƯỢNG MẶT TRỜI
KHÔNG NỐI LƯỚI
DESIGN AND SIMULATION OF STAND-ALONE PHOTOVOLTAIC POWER SYSTEM
Nguyễn Lê Hòa, Phạm Tiến Đạt, Đỗ Xuân Khải
Trường Đại học Bách khoa - Đại học Đà Nẵng;
[email protected], [email protected], [email protected]
Tóm tắt - Trong bài bài báo này nhóm tác giả đề xuất thiết kế hệ thống điện năng lượng mặt trời không nối lưới. Hệ thống bao gồm tấm pin năng lượng mặt trời, bộ chuyển đổi boost kết hợp với thuật toán tìm điểm công suất cực đại và bộ chuyển đổi buck kết hợp với phương pháp sạc ắc quy. Trong đó, kỹ thuật điện dẫn gia tăng được sử dụng để cho phép hệ thống có thể tìm và bám điểm công suất cực đại khi cường độ bức xạ năng lượng mặt trời thay đổi. Đồng thời, ý tưởng về phương pháp sạc ắc quy bằng cách điều chỉnh dòng điện liên tục và phù hợp nhằm nâng cao tuổi thọ cho ắc quy cũng được đề xuất. Để đánh giá về tính khả thi của hệ thống thiết kế, phần mềm Matlab/Simulink được sử dụng để mô phỏng và đánh giá kết quả.
Abstract - In this paper, the authors present a method to design a stand-alone photovoltaic power system. The designed system includes a photovoltaic array system, a DC-DC boost converter with a maximum power point tracking algorithm, and a DC-DC buck converter plus a battery charger. The incremental conductance technique is proposed for tracking the maximum power point generated by the photovoltaic system. Also, the concept of current regulation method is presented for charging battery to increase the battery lifetime. In order to verify the effectiveness of the proposed method, simulations are carried out by using Matlab/Simulink software and then the results are analyzed.
Từ khóa - hệ năng lượng mặt trời; mô hình tấm PV; tìm điểm công suất cực đại; sạc ắc quy; bộ chuyển đổi DC-DC.
Key words - solar power system; PV array model; maximum power point tracking; battery charger; DC-DC converter.
1. Giới thiệu chung
Trong khi các nguồn điện hóa thạch hay thủy điện đang
ngày một đối mặt với áp lực về môi trường thì việc phát
triển các nguồn điện tái tạo, trong đó có năng lượng mặt
trời đang thu hút được nhiều sự đầu tư của các chính phủ,
các nhà nghiên cứu trên thế giới. Một hệ thống điện năng
lượng mặt trời không nối lưới về cơ bản bao gồm: Hệ thống
tấm pin năng lượng mặt trời (PV – photovoltaic) biến đổi
trực tiếp ánh sáng mặt trời thành điện năng; Bộ chuyển đổi
DC/DC; Hệ thống ắc quy lưu trữ điện năng.
Để nâng cao hiệu suất của việc chuyển đổi điện năng,
một hệ thống điện năng lượng mặt trời phải được tích hợp
bộ điều khiển bám điểm công suất cực đại (MPPT –
Maximum Power Point Tracking). Hiện nay, các phương
pháp điều khiển MPPT bao gồm:
- (1) Phương pháp phản hồi điện áp, phương pháp này
sử dụng điện áp phản hồi từ tấm PV và so sánh với một
điện áp tham chiếu cố định để tạo ra tín hiệu điều chỉnh
duty cycle (D) của bộ chuyển đổi DC/DC [1]. Ưu điểm của
phương pháp này là đơn giản, tuy nhiên nhược điểm lớn
nhất của phương pháp này là không có khả năng bám điểm
công suất cực đại (MPP) khi môi trường biến động như
thay đổi cường độ bức xạ, nhiệt độ,…
- (2) Phương pháp nhiễu loạn và quan sát (P&O –
Perturbation and Observer) hoạt động bằng cách tăng (hoặc
giảm) một chu kỳ điện áp (hoặc dòng điện) đầu ra của tấm
PV và so sánh công suất đầu ra tương ứng tại thời điểm
n+1, P(n+1), với công suất trước đó, P(n). Nếu sự tăng
(hoặc giảm) điện áp đầu ra dẫn tới làm tăng công suất
(ΔP > 0) thì giữ nguyên chiều hướng tăng (hoặc giảm) đó,
nếu ΔP < 0 thì thay đổi điện áp theo chiều ngược lại. Quá
trình lặp lại cho đến khi đạt đến MPP (tức là ΔP = 0) [2, 3].
Nhược điểm của phương pháp này là tạo ra sự dao động
ngay cả khi đã đạt được MPP;
- (3) Phương pháp điện dẫn gia tăng (INC – Incremental
Conductance) dò tìm MPP bằng cách dò tìm điểm ứng với
dP/dV = 0 (tương ứng với ΔI/ΔV = -I/V) theo thuật toán
tương tự như phương pháp P&O [4]. Ưu điểm của phương
pháp này so sánh với 2 phương pháp trên là khả năng tìm
được MPP ngay cả khi môi trường thay đổi (cường độ bức
xạ, nhiệt độ,…).
Ngoài ra, để giảm giá thành của hệ thống điện năng
lượng mặt trời không nối lưới thì các phương pháp nạp/ xả
ắc quy đóng vai trò quan trọng trong việc nâng cao trạng thái
sạc (SOC – State of Charge), từ đó nâng cao tuổi thọ của ắc
quy, giảm chi phí bảo dưỡng. Phương pháp sạc ắc quy phổ
biến trong hệ thống PV là nối trực tiếp ngõ ra của tấm PV
tới ắc quy, do đó ắc quy được cấp dòng cực đại từ tấm PV
cho đến khi điện áp trên ắc quy đạt đến giới hạn trên thiết kế
(overcharge limit) thì sẽ được ngắt kết nối khỏi tấm PV [5].
Cũng tương tự như phương pháp trên, nhưng khi điện áp trên
ắc quy tăng đến một giá trị điện áp điều chỉnh thì hoặc duy
trì điện áp ở giá trị đó [6] hoặc duy trì ở một giá trị điện áp
thả nổi thấp hơn để kết thúc quá trình nạp [7]. Nhược điểm
của các phương pháp sạc này là giá trị điện áp trên thiết kế
hay giá trị điện áp điều chỉnh không phải luôn tương ứng với
điều kiện sạc đầy của ắc quy (100% SOC), do đó ắc quy sẽ
vẫn ở trạng thái nạp thả nổi trong thời gian dài. Để khắc phục
hạn chế trên, phương pháp nạp với dòng điện được liên tục
giảm xuống mỗi khi điện áp ắc quy đạt đến giới hạn trên thiết
kế cho đến khi ắc quy được sạc đầy [8].
Bài báo đề xuất một hệ thống điện năng lượng mặt trời
không nối lưới, trong đó kết hợp phương pháp bám điểm
công suất cực đại sử dụng kỹ thuật điện dẫn gia tăng INC
để nâng cao hiệu suất biến đổi năng lượng và phương pháp
sạc pin điều chỉnh dòng nạp để nâng cao chất lượng và tuổi
thọ của ắc quy. Đồng thời, dẫn ra mô hình toán học cho
toàn bộ hệ thống nhằm thuận tiện cho việc mô phỏng và
đánh giá kết quả.
24 Nguyễn Lê Hòa, Phạm Tiến Đạt, Đỗ Xuân Khải
2. Hệ thống điện năng lượng mặt trời không nối lưới
Hệ thống điện năng lượng mặt trời không nối lưới được
đề xuất như trong Hình 1. Hệ thống này bao gồm các tấm
pin năng lượng mặt trời, bộ chuyển đổi boost kết hợp với
thuật toán MPPT, bộ chuyển đổi buck kết hợp với bộ điều
khiển sạc và hệ thống ắc quy lưu trữ điện năng.
Hình 1. Sơ đồ cấu trúc của hệ thống điện
năng lượng mặt trời đề xuất
2.1. Mô hình tấm PV
Sơ đồ mạch tương đương của tấm PV (gồm nhiều tế
bào PV mắc nối tiếp và song song) được mô tả như trong
Hình 2.
+
-
V
Hình 2. Sơ đồ mạch tương đương của tấm PV
Phương trình đặc tính I-V của tấm PV được dẫn ra như
sau [9].
P
S
t
Spv
R
IRV
aV
IRVIII
1exp0 (1)
Trong đó: I, V lần lượt là dòng điện và điện áp ngõ ra
của tấm PV, Ipv là dòng điện sinh ra bởi nguồn sáng chiếu
vào tấm PV (tỷ lệ với cường độ bức xạ), I0 là dòng điện bão
hòa ngược của đi-ốt, Rs và Rp là điện trở tương đương của
Ns và Np tế bào PV mắc nối tiếp và song song tương ứng,
qkTNV st là điện áp nhiệt của Ns tế bào mắc nối tiếp
(k = 1,38x10-23 J/K là hằng số Boltzmann, q = 1,6x10-19 C
là điện tích electron, T là nhiệt độ Kelvin của tiếp giáp
p-n), và a là hằng số lý tưởng của đi-ốt.
Sự phụ thuộc của dòng quang điện Ipv vào cường độ bức
xạ và nhiệt độ được xác định bởi phương trình sau:
nTi
n
pvpvG
GkII (2)
trong đó, n
pvI là dòng quang điện ở điều kiện tiêu chuẩn
(nhiệt độ là 25°C, cường độ bức xạ là 1.000 W/m2), ki là hệ
số nhiệt độ của dòng ngắn mạch, n
T TT với T là
nhiệt độ của tấm pin, nT là nhiệt độ tiêu chuẩn theo đơn vị
Kelvin (nghĩa là KT n 29827325 ), G là cường độ
bức xạ và Gn = 1.000W/m2 là cường độ bức xạ tiêu chuẩn.
Dòng điện bão hòa ngược của đi-ốt I0 phụ thuộc vào
nhiệt độ theo biểu thức sau:
TTak
qE
T
TII
n
gn
n 11exp
3
00 (3)
trong đó, Eg là năng lượng vùng cấm (bandgap energy) của
chất bán dẫn, nI 0 là dòng điện bão hòa tiêu chuẩn của đi-ốt,
được cho bởi công thức sau [9].
1exp
0
t
n
oc
n
scn
aV
V
II , (4)
với n
scI và n
ocV lần lượt là dòng điện ngắn mạch và điện áp
hở mạch của tấm PV ở điều kiện tiêu chuẩn.
Từ (1) ta có thể xây dựng đường đặc tính I-V của tấm
PV như trong Hình 3. Trong đó, có 3 điểm quan trọng trên
đường đặc tính thể hiện tham số của tấm PV là: điểm ngắn
mạch (0, Isc), điểm hở mạch (Voc, 0) và điểm công suất cực
đại (VMPP, IMPP).
Hình 3. Đường đặc tính I-V của tấm PV
2.2. Thiết kế hệ thống MPPT
Để nâng cao hiệu suất của việc chuyển đổi năng lượng
trong hệ thống điện năng lượng mặt trời thì hệ thống MPPT
được thiết kế với mục đích bám MPP sinh ra bởi tấm PV
ngay cả khi có sự thay đổi về môi trường (cường độ bức
xạ, nhiệt độ) cũng như sự biến động của tải. Trong bài báo
này, hệ thống MPPT đề xuất gồm bộ chuyển đổi DC-DC
(bộ boost) kết hợp với giải thuật điều khiển MPPT được
mô tả như trong Hình 1. Để có thể tìm và bám điểm công
suất cực đại khi cường độ bức xạ năng lượng mặt trời thay
đổi, phương pháp INC được sử dụng [4].
Với phương pháp INC, thì MPP được xác định như sau
(Hình 5):
dP/dV = 0, tại MPP
dP/dV < 0, bên phải MPP (5)
dP/dV > 0, bên trái MPP
Mặt khác, ta lại có:
V
IVI
dV
dIVI
dV
VId
dV
dP
)( (6)
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 25
Nên từ điều kiện trong phương trình (5), ta suy ra
ΔI/ΔV = - I/V, tại MPP
ΔI/ΔV < - I/V, bên phải MPP (7)
ΔI/ΔV > - I/V, bên trái MPP
Lưu đồ thuật toán của phương pháp INC để tìm MPP
được mô tả như trong Hình 5. Từ lưu đồ thuật toán, ta thấy
MPP sẽ đạt được khi điện dẫn tức thời của tấm PV (I/V)
bằng với điện dẫn gia tăng (ΔI/ΔV). Khi đã đạt được MPP
thì hệ thống sẽ tiếp tục làm việc ở MPP cho đến khi phát
hiện sự thay đổi của ΔI, tức là sự thay đổi của cường độ
bức xạ (hay nhiệt độ). Khi đó, thuật toán sẽ tăng hoặc giảm
điện áp theo quy luật (7) để nhanh chóng bám MPP mới.
Việc thay đổi điện áp và dòng điện ra bộ boost (I0, V0) được
thực hiện bằng cách điều chỉnh duty cycle D của xung kích
mở MOSFET, theo quan hệ sau:
D
VV
10
; )1(0 DII (8)
trong đó, V, I lần lượt là điện áp và dòng điện ra của tấm PV.
Hình 4. Đường đặc tính P-V và điểm công suất cực đại
Bắt đầu
thuật toán
Các giá trị đầu vào :
V(t), I(t), V(t-1), I(t-1)
V= 0
V=V(t)-V(t-1)
I=I(t)-I(t-1)
I/ V=-I/V
I < 0
D(T)=D(T-1)-ΔD D(T)=D(T-1)+ΔD D(T)=D(T-1)+ΔD D(T)=D(T-1)-ΔD
I/ V > -I/V
I= 0sai
đúng
đúng
đúng
đúng
SAI
sai
sai sai
sai
Hình 5. Lưu đồ thuật toán tìm MPP của phương pháp INC
2.3. Thiết kế bộ điều khiển sạc ắc-quy
Như đã đề cập ở Phần 1, kỹ thuật sạc ắc quy đóng vai trò
quan trọng trong việc nâng cao tuổi thọ, giảm thời gian sạc cho
ắc quy. Đặc biệt, với hệ thống điện năng lượng mặt trời, việc
vận chuyển tối đa năng lượng sinh ra bởi tấm PV (phụ thuộc
vào cường độ bức xạ, nhiệt độ môi trường) tới ắc quy đồng thời
đảm bảo ắc quy đạt 100% SOC trong thời gian ngắn là vấn đề
cốt yếu của hệ thống điện năng lượng mặt trời không nối lưới.
Trong bài báo này, kỹ thuật sạc ắc quy với dòng, áp liên
tục được điều chỉnh sẽ được áp dụng [8]. Ý tưởng của
phương pháp điều khiển quá trình sạc này được mô tả như
trong Hình 6. Quá trình nạp bắt đầu với dòng điện cực đại
cho phép I0, thường I0 được lựa chọn bằng C/5, trong đó
C (Ah) là dung lượng của ắc quy, để bảo vệ ắc quy khỏi sự
quá nhiệt. Khi đó, điện áp đo được trên ắc quy (Vb) sẽ tăng
lên cho đến khi đạt đến ngưỡng giới hạn trên cho phép
(overcharge limit) Vbmax, tại đó ắc quy sẽ đạt được khoảng
80% SOC. Dòng sạc cực đại sẽ được giảm xuống bằng I1,
dẫn đến điện áp trên ắc quy giảm xuống rồi tăng lên, đạt giá
trị ngưỡng Vbmax, khi đó tiếp tục giảm dòng sạc cực đại cho
phép xuống I2. Quá trình được lặp lại cho đến khi dòng sạc
cực đại cho phép bằng In = C/100 và khi điện áp ắc quy tăng
đến ngưỡng giới hạn trên thì ắc quy sẽ đạt 100% SOC, nghĩa
là ắc quy được nạp đầy. Dòng sạc sẽ được duy trì bằng
C/100 để bù lại phần năng lượng tiêu thụ bởi mạch điều
khiển (bộ chuyển đổi DC-DC, vi điều khiển) và quá trình tự
xả của ắc quy. Như vậy, trong Hình 6, đồ thị dòng điện biểu
diễn sự điều chỉnh dòng sạc cực đại cho phép. Tuy nhiên,
giá trị dòng sạc thực tế có thể nhỏ hơn giá trị này vì phụ
thuộc vào công suất sinh ra bởi tấm PV.
Vb
Ib,max
C0
C1
C2
Cn=C/100Ireg
...
...
80% SOC 100% SOC
Vb,max
Vb,min
t
t Hình 6. Ý tưởng phương pháp điều chỉnh quá trình
sạc ắc quy
Sơ đồ cấu trúc của hệ thống sạc ắc quy được mô tả như
trong Hình 1. Trong đó, bộ điều khiển sạc sẽ sử dụng giá
trị dòng điện và điện áp trên ắc quy để tính toán duty cycle
(D) kích mở MOFET của bộ buck, từ đó hiệu chỉnh được
dòng và áp sạc cho ắc quy.
Trên cơ sở ý tưởng của phương pháp sạc được trình bày ở
Hình 6, lưu đồ thuật toán của bộ điều khiển sạc được mô tả
chi tiết như trong Hình 7. Thuật toán được tóm tắt như sau:
- Nếu dòng sạc lớn hơn dòng cực đại cho phép
(Ib > Ibmax), nghĩa là tấm PV cung cấp công suất lớn hơn
yêu cầu, do đó phải điều chỉnh duty cycle của bộ buck để
giảm dòng sạc xuống (Mode 1).
- Ngược lại, nếu dòng sạc nhỏ hơn dòng cực đại cho
phép (Ib < Ibmax) và điện áp ắc quy Vb đạt đến ngưỡng giới
hạn trên Vbmax, thì phải giảm dòng sạc cực đại xuống β lần.
Quá trình này được lặp lại cho đến khi dòng sạc cực đại đạt
đến C/100, tương ứng với ắc quy đạt 100% SOC và dòng
sạc được duy trì bởi Ireg = C/100.
- Nếu điện áp sạc nhỏ hơn điện áp ngưỡng giới hạn trên
cho phép (Vb < Vbmax) và dòng sạc Ib < Ibmax, nghĩa là cần
tối ưu hóa năng lượng vận chuyển từ tấm PV tới ắc quy,
khi đó quá trình tìm MPP phải được thực hiện.
26 Nguyễn Lê Hòa, Phạm Tiến Đạt, Đỗ Xuân Khải
Bắt đầu thuật toán
Đo Vb và Ib
Vb >Vbmax
UP=1
Ibmax >Ibmin Ibmax = β *Ibmax
Ibmax = Ireg
Vb >Vbmin Reset Ibmax
Thay đổi D
Ib > Ibmax UP=0đúng
đúng đúng
đúng
sai
sai
sai
sai
sai
Hình 7. Lưu đồ thuật toán quá trình sạc ắc quy
3. Kết quả mô phỏng
3.1. Mô phỏng hệ thống MPPT
Để đánh giá hiệu quả của hệ thống MPPT và bộ điều
khiển sạc ắc quy đề xuất, mô hình của hệ thống điện năng
lượng mặt trời không nối lưới (Hình 1) và các thuật toán
điều khiển tìm MPP (Hình 5) và điều khiển sạc (Hình 7) sẽ
được thực hiện trên phần mềm Matlab/Simulink. Thông số
của tấm PV và của ắc quy sử dụng trong bài báo được liệt
kê như trong Bảng 1.
Bảng 1. Tham số mô phỏng của hệ thống
Thiết bị Tham số Giá trị
Tấm PV
ISC 4,9A
VOC 33V
IMPP 4,4A
VMPP 26V
NS 54
NP 1
ki 0,003A/°C
Eg 1,12V
Rs 0,001Ω
Rp 900Ω
Ắc quy
Vbmax 13,6V
Vbmin 12V
Ibmax 8A
Ibmin 1A
Đặc tính P-V và I-V của tấm PV ở các cường độ bức xạ
khác nhau (G = 800 W/m2; 1.000 W/m2; 1.200 W/m2) được
thể hiện như trong Hình 8, trong đó nhiệt độ môi trường
được giả thiết là không đổi và bằng 25°C. Từ đặc tính P-V
ta thấy rằng khi thay đổi cường độ bức xạ thì công suất ngõ
ra của tấm PV cũng thay đổi với điểm công suất cực đại
được thể hiện rõ như trong Hình 8. Hình 9 thể hiện công
suất ngõ ra của bộ biến đổi boost với thuật toán tìm MPP
bằng phương pháp INC đề xuất khi thay đổi cường độ bức
xạ từ 800 W/m2 lên 1.200 W/m2 và sau đó giảm xuống
thành 1.000 W/m2. Kết quả mô phỏng cho thấy thuật toán
INC có khả năng tìm và bám điểm công suất cực đại trong
khoảng thời gian ngắn. Ngoài ra, có thể thấy từ Hình 9, mỗi
khi đạt được điểm công suất cực đại, thì hệ thống sẽ làm
việc tại điểm công suất cực đại mà không có sự dao động
giống như đối với phương pháp P&O.
Hình 8. Đặc tính P-V và đặc tính I-V của tấm PV
ở các cường độ bức xạ khác nhau
Hình 9. Công suất ngõ ra của bộ biến đổi boost với
thuật toán INC tương ứng với sự thay đổi của cường độ bức xạ
Hình 10. Điện áp và dòng điện của ắc quy trong
quá trình sạc với SOC >80%
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 27
Hình 10 thể hiện sự thay đổi của dòng sạc và điện áp sạc
ắc quy trong quá trình sạc với SOC > 80%. Từ kết quả mô
phỏng ta thấy, trong quá trình sạc khi SOC > 80% thì dòng
sạc cực đại liên tục được điều chỉnh giảm xuống mỗi khi điện
áp sạc đạt đến ngưỡng giới hạn trên là 13,6 V.
4. Kết luận
Bài báo đề xuất hệ thống năng lượng mặt trời không nối
lưới, trong đó phương pháp tìm điểm công suất cực đại
bằng kỹ thuật điện dẫn gia tăng cùng với phương pháp sạc
ắc quy với dòng sạc liên tục được điều chỉnh, được đề xuất
nhằm nâng cao tuổi thọ của ắc quy. Kết quả mô phỏng bằng
Matlab/Simulink cho thấy hiệu quả của các phương pháp
được đề xuất.
Lời cảm ơn: Bài báo này được tài trợ bởi Trường Đại
học Bách khoa – Đại học Đà Nẵng với đề tài có mã số:
T2017-02-97.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] R. Kadri, J.P. Gaubert, and G. Champenois, “An improved maximum
power point tracking for photovoltaic grid-connected inverter based on photovoltaic grid-connected inverter”, IEEE Transactions on
Industrial Electronics, Vol. 58, No. 1, 2011, pp. 66-75.
[2] E.Koutroulis, K. Kalaitzakis, and N.C. Voulgaris, “Development of
a microcontroller-based, photovoltaic maximum power point tracking control system”, IEEE Transactions on Power Electronics,
Vol. 16, No. 1, 2001, pp. 46-54.
[3] Q. Mei, M. Shan, L. Liu, and J.M. Guerrero, “A novel improved
variable step-size incremental-resistance MPPT method for PV
systems”, IEEE Transactions on Industrial Electronics, Vol. 58, No. 6, 2011, pp. 2427-2434.
[4] K.H. Hussein, I. Muta, T. Hoshino, and M. Osakada, “Maximum
photovoltaic power tracking: An algorithm for rapidly changing
atmospheric conditions”, IEE Proceedings – Generation,
Transmission and Distribution, Vol. 142, No. 1, 1995, pp. 59-64.
[5] T. Yamazaki and K. I. Muramoto, “An advanced solar charging and battery discharge controller unit”, Renewable Energy, Vol. 15, No.
1-4, 1998, pp. 606-609.
[6] S. Harrington and J. Dunlop, “Battery charger controller
characteristics in photovoltaic system”, IEEE Aerospace and
Electronic Systems Magazine, Vol. 7, No. 8, 1992, pp. 15-21.
[7] J.N. Ross, T. Markvart, and W. He, “Modelling battery charge
regulation for a stand-alone photovoltaic system”, Solar Energy, Vol. 69, No. 3, 2000, pp. 181-190.
[8] E. Koutroulis and K. Kalaitzakis, “Novel battery charging regulation
system for photovoltaic applications”, IEE Proceedings – Electric
Power Applications, Vol. 151, No. 2, 2004, pp. 191-197.
[9] M.G. Villalva, J.R. Gazoli, and E.R. Filho, “Comprehensive
approach to modeling and simulation of photovoltaic arrays”,
IEEE Transactions on Power Electronics, Vol. 24, No. 5, 2009, pp. 1198-1208.
(BBT nhận bài: 06/12/2017, hoàn tất thủ tục phản biện: 02/01/2018)
28 Giáp Quang Huy, Nguyễn Thị Thanh Quỳnh
TÍNH TOÁN TỐI ƯU ĐIỀU PHỐI ĐIỆN NĂNG TRONG HỆ THỐNG
NĂNG LƯỢNG ĐIỆN MẶT TRỜI NỐI LƯỚI DÙNG CPLEX KẾT NỐI MATLAB
OPTIMAL CALCULATIONS OF ELECTRICAL POWER FLOW CONTROL FOR GRID-TIED
SOLAR SYSTEM BY USING CPLEX – MATLAB CONNECTOR
Giáp Quang Huy1, Nguyễn Thị Thanh Quỳnh2 1Trường Đại học Bách khoa - Đại học Đà Nẵng; [email protected]
2Viện Bách khoa Quốc gia Grenoble; [email protected]
Tóm tắt - Ở Việt Nam hiện nay, các hệ thống điện năng lượng mặt trời đang rất được khuyến kích phát triển, góp phần giảm chi phí năng lượng cho các hộ gia đình, xóa đói giảm nghèo, đồng thời tăng nguồn cho lưới điện quốc gia, góp phần bảo vệ môi trường. Tuy nhiên, việc khai thác các hệ thống năng lượng pin mặt trời sao cho hiệu quả nhất cũng là vấn đề đang được nhiều nhà khoa học quan tâm. Bài báo này giới thiệu phương pháp điều phối điện năng tối ưu cho hệ thống năng lượng điện mặt trời nối lưới. Hệ thống bao gồm pin năng lượng mặt trời, pin tích trữ, có kết nối với nguồn điện lưới để đáp ứng được yêu cầu công suất của tải. Công cụ điều phối tối ưu điện năng giữa nguồn-tải cho phép tối thiểu giá thành tiêu thụ điện trong bối cảnh năng lượng từ pin mặt trời dư thừa có thể được bán lên lưới. Giá bán điện từ lưới được áp dụng theo biểu mức ba giá vào các thời điểm khác nhau trong ngày, áp dụng cho các hộ kinh doanh, dịch vụ.
Abstract - In Vietnam, solar power systems are currently encouraged to develop, which helps to reduce energy consumption costs, alleviate poverty , increase the electricity supply resources for the national grid, and contribute to the protection of the environment. However, the most efficient use of solar systems is an interesting problem to many scientists. This article introduces an optimal management method for power flow control of grid connected solar power systems. The considered system includes solar cells, storage batteries, which are connected to a grid to meet the power requirements of the load. The optimal power sources-to-load distribution between the source and load allows minimizing the cost of electricity consumption in the context that the surplus power from solar cells may be sold to the grid. The 3 selling price levels of electricity taken at different time intervals of the day are applied to manufacturing industries, services and trading.
Từ khóa - tối ưu dự báo; năng lượng mặt trời; pin mặt trời; pin tích trữ; MILP; CPLEX.
Key words - anticipative optimization; solar system; solar cells; storage batteries; MILP (Mixed-integer linear programming); CPLEX.
1. Giới thiệu
Quyết định số 2068/QĐ-TTg của Thủ tướng Chính phủ
cũng đặc biệt quan tâm đến việc phát triển năng lượng điện
từ pin mặt trời để cung cấp điện cho hệ thống điện quốc gia
và khu vực biên giới, hải đảo, vùng sâu, vùng xa (những
vùng chưa thể được cấp điện từ nguồn điện lưới quốc gia).
Cụ thể, điện năng sản xuất từ năng lượng mặt trời tăng từ
khoảng 10 triệu kWh năm 2015 lên khoảng 1,4 tỷ kWh vào
năm 2020; khoảng 35,4 tỷ kWh vào năm 2030 và khoảng
210 tỷ kWh vào năm 2050 (chiếm 20% tổng sản lượng
điện). Quyết định này được phê duyệt cho thấy việc phát
triển năng lượng tái tạo tại Việt Nam hiện đang là một đòi
hỏi cấp bách. Đi đôi với việc nâng cao tỷ lệ điện mặt trời
trong tổng sản lượng điện là phát triển các thiết bị sử dụng
năng lượng mặt trời, trong đó có các hệ thống điện năng
lượng mặt trời. Trong bài báo này, cấu trúc hệ thống được
đề cập đến bao gồm: pin mặt trời - nguồn tích trữ - lưới
điện - tải. Bài báo đề cập cụ thể phương pháp tính toán tối
ưu điều phối điện năng trong hệ thống năng lượng điện mặt
trời nối lưới sử dụng phần mềm CPLEX [1]. Các tính năng
điều phối điện năng bao gồm:
• Có thể hoạt động ở 2 chế độ độc lập/nối lưới.
• Cho phép thực hiện việc trao đổi năng lượng hai chiều
giữa nguồn pin mặt trời - nguồn tích trữ - lưới điện - tải trực
tiếp. Hệ thống biến đổi năng lượng mặt trời cung cấp năng
lượng trực tiếp cho tải. Trong trường hợp không sử dụng hết
sẽ có thể tích trữ vào pin hay cung cấp lên lưới điện. Khi
năng lượng điện thu được từ pin mặt trời không đủ cấp cho
tải thì sẽ lấy bổ sung từ nguồn pin tích trữ hay từ lưới.
• Cho phép tự động tính toán tối ưu điều phối điện năng giữa pin mặt trời, nguồn pin tích trữ và lưới điện để cung cấp cho tải nhằm mục đích tối ưu giá thành tiêu thụ điện khi xét đến các mức giá điện khác nhau vào lúc cao điểm, bình thường và thấp điểm.
Đã có nhiều bài báo khoa học giới thiệu về vấn đề tối ưu trong hệ thống lai gió - mặt trời - pin nhiên liệu [2, 3], các hệ thống điện mặt trời độc lập/nối lưới [4-6]. Trong đó, có nhiều giải thuật tính toán tối ưu khác nhau, các phương pháp được quan tâm nhiều như DP (Dynamic programming) hay MILP (Mixed Integer Linear Programming). CPLEX là một công cụ do công ty IBM phát triển cho phép giải các bài toán MILP với tốc độ cao. Trong khi đó, Matlab/Simulink với thư viện Simpower System là công cụ cho phép mô phỏng, nghiên cứu rất hiệu quả trong lĩnh vực năng lượng tái tạo. Tận dụng ưu thế này, báo báo hướng đến việc mô phỏng hệ thống điều phối điện năng trên Matlab kết nối với CPLEX [7]. Kết quả này cho phép mở rộng nghiên cứu sâu hơn nữa trong một hệ thống hoàn chỉnh bao gồm cả phần tối ưu, phần điều khiển giám sát và phần thiết bị công suất.
Trong phần tiếp theo của bài báo, cấu trúc của một hệ
thống pin năng lượng mặt trời bao gồm pin mặt trời - nguồn
tích trữ - lưới điện - tải sẽ được giới thiệu (phần 2). Trong
phần 3, bài toán điều phối điện năng trong hệ thống sẽ được
tổ chức dưới dạng một bài toán tối ưu bao gồm các điều kiện
ràng buộc về hoạt động của hệ thống, các điều kiện ràng
buộc về giá điện lưới được xem xét ở các thời điểm khác
nhau trong ngày (thời gian cao điểm, bình thường, thấp
điểm). Việc điều phối điện năng được thực hiện với hàm
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 29
mục tiêu nhằm tối thiểu giá thành tiêu thụ điện trong ngày.
Mô phỏng và đánh giá kết quả được thực hiện trong phần 4.
Cuối cùng là phần kết luận chung về các kết quả đạt được.
2. Cấu trúc của hệ thống năng lượng điện mặt trời nối
lưới có tích trữ
2.1. Cấu trúc hệ thống điều khiển
Cấu trúc điều khiển của hệ thống có thể được chia thành
3 tầng điều khiển khác nhau như Hình 1 [5]:
• Tầng dự báo (Forecasting stage);
• Tầng tối ưu điều phối điện năng (Optimization
stage);
• Tầng điều khiển cục bộ (Local control).
Hình 1. Cấu trúc hệ thống giám sát, điều khiển
Tầng dự báo có nhiệm vụ cung cấp dữ liệu đầu vào cho
tầng tối ưu để thực hiện các tính toán ở tầng tối ưu. Các dữ
liệu đầu vào dự báo này bao gồm nhiệt độ, cường độ bức xạ
mặt trời, tải tiêu thụ. Các dữ liệu dự báo này được tính toán từ
các dữ liệu lịch sử lưu trữ trong hệ thống cơ sở dữ liệu và dựa
vào các phương pháp trí tuệ nhân tạo để ước lượng trước.
Tầng tối ưu có nhiệm vụ điều phối dòng năng lượng từ
pin mặt trời, lưới điện hay từ pin tích trữ nhằm đáp ứng nhu
cầu của tải. Kết quả tính toán tối ưu ở tầng này cho phép thỏa
mãn hàm mục tiêu của bài toán, đó là tối thiểu hóa giá thành
năng lượng tiêu thụ. Trong [6], tầng tối ưu được chia thành:
Tầng tối ưu dự báo (Anticipation layer) và Tầng tối ưu phản
kháng (Reactive layer). Tầng tối ưu dự báo nhằm tạo ra một
lịch biểu điều phối điện năng theo dự báo của tải. Tuy nhiên
trong thực tế, tải tiêu thụ ở một thời điểm bất kỳ có thể khác
so với giá trị dự báo của tải. Tầng tối ưu phản kháng có
nhiệm vụ cập nhật lại lịch biểu theo thời gian thực.
Tầng điều khiển cục bộ (Local control) bao gồm các
thiết bị phần cứng và thuật toán điều khiển để điều khiển
các thiết bị biến đổi công suất, các thiết bị đóng cắt nhằm
đáp ứng lịch biểu được tạo ra ở tầng tối ưu (Hình 2 – tầng
tối ưu). Các kết quả tính toán ở tầng tối ưu chính là các giá
trị đặt cho tầng điều khiển cục bộ.
Bài báo này tập trung vào tầng tối ưu dự báo, giới thiệu
phương pháp tính toán điều phối điện năng ở tầng này bằng
cách thành lập bài toán MILP (Mixed Integer Linear
Programming) kết hợp với solver CPLEX của IBM. Việc
mô phỏng tính toán được thực hiện trên nền của Matlab.
2.2. Các thành phần của hệ thống
2.2.1. Cân bằng công suất của hệ thống
Hình 2. Cấu trúc tầng điều khiển cục bộ
Trong hệ thống, công suất tải được cung cấp bởi nhiều
nguồn khác nhau bao gồm: pin mặt trời, lưới điện và pin
tích trữ , được thể hiện như Hình 2. Do đó, ta có phương
trình cân bằng công suất:
𝑃𝐺𝑟𝑖𝑑(𝑡) + 𝑃𝑃𝑉(𝑡) + 𝑃𝐵𝐴𝑇(𝑡) = 𝑃𝐿𝑜𝑎𝑑𝑠(𝑡) (1)
𝑃𝐺𝑟𝑖𝑑(𝑡) là công suất cung cấp của lưới được xác định bởi:
𝑃𝐺𝑟𝑖𝑑(𝑡) = 𝑃𝐺𝐵(𝑡) − 𝑃𝐺𝑆(𝑡) (2)
Trong đó:
- 𝑃𝐺𝐵(𝑡) là công suất mua từ lưới điện để cung cấp cho tải;
- 𝑃𝐺𝑆(𝑡) là công suất dư thừa được bán lên lưới.
Công suất cung cấp bởi pin tích trữ được xác định bởi:
𝑃𝐵𝐴𝑇(𝑡) = 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡) − 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡) (3)
Trong đó:
- 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡) là công suất của pin tích trữ được xả ra
(discharge);
- 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡) là công suất được sạc cho pin (charge).
Vậy ta có:
𝑃𝐺𝐵(𝑡) − 𝑃𝐺𝑆(𝑡) + 𝑃𝑃𝑉(𝑡) + 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡) − 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡)
= 𝑃𝐿𝑜𝑎𝑑𝑠(𝑡) (4)
2.2.2. Pin tích trữ
Trạng thái hoạt động của pin được đặc trưng bởi điện năng
tích trữ của pin, ký hiệu bởi SOC (State of charge of the
batteries), đơn vị là %. Phương trình cân bằng năng lượng:
𝑆𝑂𝐶(𝑡). 𝐶𝐵𝐴𝑇 = 𝑆𝑂𝐶(𝑡 − 1). 𝐶𝐵𝐴𝑇 + 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡). ∆𝑡
−𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡). ∆𝑡 (5)
Trong đó, CBAT là dung lượng của pin, có thể được tính
theo Ah hoặc đơn vị tương đương Wh.
SOC được giới hạn bởi:
0% ≤ 𝑆𝑂𝐶(𝑡) ≤ 100% (6)
2.2.3. Pin mặt trời
Pin mặt trời được xem tương đương như một nguồn
dòng, trong đó công suất sẽ phụ thuộc vào nhiệt độ môi
trường và cường độ bức xạ mặt trời. Có nhiều mô hình pin
mặt trời khác nhau được khảo sát trong [5, 8]. Mô hình
tương đương của pin mặt trời được chọn:
𝑃𝑃𝑉 = [𝑃𝑃𝑉,𝑆𝑇𝐶 .𝐺𝑇
1000. [1 − 𝛾. (𝑇𝑗 − 25)]. 𝑁𝑃𝑉𝑠. 𝑁𝑃𝑉𝑝] (7)
Trong đó:
- 𝑃𝑃𝑉 là công suất cực đại của pin. Điểm công suất cực
30 Giáp Quang Huy, Nguyễn Thị Thanh Quỳnh
đại này được xác định trên đường đặc tính của pin mặt trời.
Điểm công suất cực đại này có thể đạt được bằng các phương
pháp điều khiển bám điểm công suất cực đại (MPPT).
𝑃𝑃𝑉,𝑆𝑇𝐶 là giá trị công suất cực đại của pin đạt được ở
điều kiện tiêu chuẩn. Điều kiện tiêu chuẩn được xác định ở
nhiệt độ T = 25°C, cường độ bức xạ mặt trời 𝐺𝑇 = 1.000 𝑊 𝑚2⁄ tốc độ gió 1m/s.
𝐺𝑇: cường độ bức xạ ở điều kiện tiêu chuẩn;
𝛾: hiệu suất nhiệt ở điểm cực đại;
𝑇𝑗: nhiệt độ của cell pin mặt trời;
𝑁𝑃𝑉𝑠: số lượng các mô-đun được mắc nối tiếp;
𝑁𝑃𝑉𝑝: số lượng các mô-đun được mắc song song.
Nhiệt độ của cell pin mặt trời phụ thuộc vào: Nhiệt độ
môi trường nơi đặt pin 𝑇𝑎𝑚𝑏; Cường độ bức xạ mặt trời 𝐺𝑇
và nhiệt độ hoạt động định mức của cell NOCT (nominal
operating cell temperature), cho bởi:
𝑇𝑗 = 𝑇𝑎𝑚𝑏 +𝐺𝑇
800. [𝑁𝑂𝐶𝑇 − 20)] (8)
3. Thành lập bài toán tối ưu
3.1. Bài toán tối ưu tuyến tính
Tối ưu tuyến tính (hay còn gọi là quy hoạch tuyến tính)
là phương pháp thường dùng để giải các bài toán trong kinh
tế cũng như trong kỹ thuật. Một bài toán tối ưu tuyến tính
thường có dạng:
Hàm mục tiêu: 𝑓(𝑥)
Ràng buộc: 𝐴𝑒𝑞 . 𝑋 = 𝐵𝑒𝑞
𝐴𝑖𝑛𝑒𝑞 . 𝑋 ≤ 𝐵𝑖𝑛𝑒𝑞
Giới hạn: 𝑙𝑏 ≤ 𝑋 ≤ 𝑢𝑏
Trong đó, 𝑋 là một véc-tơ có kích thước k bao gồm các
biến theo thời gian. Mỗi biến 𝑥𝑖 ∈ 𝑋 được giới hạn bởi cận
dưới lb (lower bound) và cận trên ub (upper bound), 𝑙𝑏𝑖 ≤ 𝑥𝑖 ≤ 𝑢𝑏𝑖 . 𝐴𝑒𝑞 , 𝐴𝑖𝑛𝑒𝑞 lần lượt là các ma trận có kích
thước m.k và n.k. Trong đó m, n lần lượt là số các ràng
buộc biểu diễn dưới dạng các đẳng thức và các bất đẳng
thức. 𝐵𝑒𝑞 , 𝐵𝑖𝑛𝑒𝑞 là các véc-tơ cột các thông số có kích thước
lần lượt là m và n.
Trong phần tiếp theo, bài toán tối ưu điều phối điện
năng được thành lập dưới dạng bài toán tối ưu tuyến tính.
3.2. Các điều kiện ràng buộc
Trong phần này, các điều kiện ràng buộc được xem xét
để đảm bảo hoạt động về mặt vật lý của hệ thống.
3.2.1. Nạp – xả pin tích trữ
Tại mỗi thời điểm, pin tích trữ chỉ có thể hoạt động ở
một trong hai trạng thái: Trạng thái sạc pin tương ứng với
𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡) > 0 và 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡) = 0, trạng thái xả pin tương
ứng với 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡) = 0 và 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡) > 0. Do đó ta có điều
kiện ràng buộc:
𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡). 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡) = 0 (9)
Tuy nhiên, phương trình (9) không có dạng tuyến tính. Để
tuyến tính hóa điều kiện ràng buộc (9), ta đặt biến nhị phân
BatSt(t) ∈(0;1) thể hiện trạng thái nạp/xả của pin tích trữ.
- BatSt(t) = 1: Pin tích trữ ở trạng thái nạp với
công suất nạp 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡), 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡) ≥ 0
- BatSt(t) = 0: Pin tích trữ ở trạng thái xả với công
suất khi xả 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡), 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡) ≥ 0
Điều kiện ràng buộc trên có thể chuyển thành:
0 ≤ 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡) ≤ 𝐵𝑎𝑡𝑆𝑡(𝑡). 𝑃𝑃𝑉(𝑡)
0 ≤ 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡) ≤ (1 − 𝐵𝑎𝑡𝑆𝑡(𝑡)). 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡𝑚𝑎𝑥
0 ≤ 𝐵𝑎𝑡𝑆𝑡(𝑡) ≤ 1𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡) ≤ 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡
𝑚𝑎𝑥
(10)
Như vậy, khi pin tích trữ được nạp, BatSt(t) = 1, ta có:
0 ≤ 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡) ≤ 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛
𝑚𝑎𝑥
𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡) = 0
Khi pin tích trữ ở trạng thái xả, BatSt(t) = 0 ta có:
𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡) = 0
0 ≤ 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡) ≤ 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡𝑚𝑎𝑥
Để đưa về bài toán tối ưu tuyến tính trình bày ở Mục
3.1, các điều kiện ràng buộc (10) có thể được viết thành:
𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡) − 𝑃𝑃𝑉(𝑡). 𝐵𝑎𝑡𝑆𝑡(𝑡) ≤ 0
𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡) + 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛𝑚𝑎𝑥 . 𝐵𝑎𝑡𝑆𝑡(𝑡) ≤ 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛
𝑚𝑎𝑥
0 ≤ 𝐵𝑎𝑡𝑆𝑡(𝑡) ≤ 10 ≤ 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡) ≤ 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛
𝑚𝑎𝑥
0 ≤ 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡) ≤ 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡𝑚𝑎𝑥
(11)
3.2.2. Trạng thái hoạt động nối lưới
Vào mỗi thời điểm, dòng công suất tại điểm kết nối lưới
chỉ có một trong hai trạng thái: Bán điện lên lưới tương ứng
với 𝑃𝐺𝑆(𝑡) > 0 và 𝑃𝐺𝐵(𝑡) = 0; Mua điện trực tiếp từ lưới
tương ứng với 𝑃𝐺𝐵(𝑡) > 0 và 𝑃𝐺𝑆(𝑡) = 0. Do đó, ta có điều
kiện ràng buộc sau:
𝑃𝐺𝐵(𝑡). 𝑃𝐺𝑆(𝑡) = 0
Để tuyến tính hóa điều kiện ràng buộc này, ta đặt
GridSt(t) ∈(0;1) thể hiện trạng thái dòng năng lượng tại
điểm kết nối lưới.
- GridSt(t) = 1: Công suất của lưới được cấp cho tải.
- GridSt(t) = 0: Năng lượng điện từ hệ thống được bán
lên lưới.
Điều kiện ràng buộc trên có thể chuyển thành:
0 ≤ 𝑃𝐺𝐵(𝑡) ≤ 𝐺𝑟𝑖𝑑𝑆𝑡(𝑡). 𝑃𝐺𝐵𝑚𝑎𝑥
0 ≤ 𝑃𝐺𝑆(𝑡) ≤ (1 − 𝐺𝑟𝑖𝑑𝑆𝑡(𝑡)). 𝑃𝑃𝑉(𝑡)
0 ≤ 𝐺𝑟𝑖𝑑𝑆𝑡(𝑡) ≤ 1
(12)
Như vậy, khi công suất từ lưới được cấp cho tải, ta có
GridSt(t) = 1:
0 ≤ 𝑃𝐺𝐵(𝑡) ≤ 𝑃𝐺𝐵
𝑚𝑎𝑥
𝑃𝐺𝑆(𝑡) = 0
Năng lượng điện từ hệ thống được bán lên lưới, ta có
GridSt(t) = 0:
𝑃𝐺𝐵(𝑡) = 0
0 ≤ 𝑃𝐺𝑆(𝑡) ≤ 𝑃𝑃𝑉(𝑡)
Để đưa về dạng bài toán tối ưu tuyến tính, các ràng buộc
(12) có thể được chuyển thành:
𝑃𝐺𝐵(𝑡) − 𝑃𝐺𝐵𝑚𝑎𝑥 . 𝐺𝑟𝑖𝑑𝑆𝑡(𝑡) ≤ 0
𝑃𝐺𝑆(𝑡) + 𝑃𝑃𝑉(𝑡). 𝐺𝑟𝑖𝑑𝑆𝑡(𝑡) ≤ 𝑃𝑃𝑉(𝑡)
0 ≤ 𝐺𝑟𝑖𝑑𝑆𝑡(𝑡) ≤ 1
0 ≤ 𝑃𝐺𝐵(𝑡) ≤ 𝑃𝐺𝐵𝑚𝑎𝑥
0 ≤ 𝑃𝐺𝑆(𝑡) ≤ 𝑃𝑃𝑉(𝑡)
(13)
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 31
3.3. Thiết lập bài toán tối ưu
Đến đây, bài toán tối ưu được thành lập bao gồm các
biến: 𝑃𝐺𝐵(𝑡), 𝑃𝐺𝑆(𝑡), 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡), 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡), 𝑆𝑂𝐶(𝑡), BatSt(t), GridSt(t).
Từ các ràng buộc về các phương trình cân bằng năng
lượng, các trạng thái hoạt động của pin và lưới, ta có các
đẳng thức, các bất đẳng thức đã được tuyến tính hóa và các
giới hạn của các biến tự do:
Các phương trình:
𝑃𝐺𝐵(𝑡) − 𝑃𝐺𝑆(𝑡) + 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡) − 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡)= 𝑃𝐿𝑜𝑎𝑑𝑠(𝑡) − 𝑃𝑃𝑉(𝑡)
𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡) − 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡) + 𝑆𝑂𝐶(𝑡). 𝐶𝐵𝐴𝑇− 𝑆𝑂𝐶(𝑡 − 1). 𝐶𝐵𝐴𝑇 = 0
Các bất phương trình:
𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡) + 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛𝑚𝑎𝑥 . 𝐵𝑎𝑡𝑆𝑡(𝑡) ≤ 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛
𝑚𝑎𝑥
𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡) − 𝑃𝑃𝑉(𝑡). 𝐵𝑎𝑡𝑆𝑡(𝑡) ≤ 0
𝑃𝐺𝐵(𝑡) − 𝑃𝐺𝐵𝑚𝑎𝑥 . 𝐺𝑟𝑖𝑑𝑆𝑡(𝑡) ≤ 0
𝑃𝐺𝑆(𝑡) + 𝑃𝑃𝑉(𝑡). 𝐺𝑟𝑖𝑑𝑆𝑡(𝑡) ≤ 𝑃𝑃𝑉(𝑡)
Các giới hạn:
0 ≤ 𝑃𝐺𝐵(𝑡) ≤ 𝑃𝐺𝐵𝑚𝑎𝑥
0 ≤ 𝑃𝐺𝑆(𝑡) ≤ 𝑃𝑃𝑉(𝑡)
0 ≤ 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡) ≤ 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡𝑚𝑎𝑥
0 ≤ 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡) ≤ 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛𝑚𝑎𝑥
𝑆𝑂𝐶𝑚𝑖𝑛 ≤ 𝑆𝑂𝐶(𝑡) ≤ 𝑆𝑂𝐶𝑚𝑎𝑥
0 ≤ 𝐵𝑎𝑡𝑆𝑡(𝑡) ≤ 1
0 ≤ 𝐺𝑟𝑖𝑑𝑆𝑡(𝑡) ≤ 1
Hàm mục tiêu:
𝑀𝑖𝑛(𝑃𝑎𝑦) = 𝑀𝑖𝑛∑[𝐶𝐺𝐵(𝑡). 𝑃𝐺𝐵(𝑡) − 𝐶𝐺𝑆(𝑡). 𝑃𝐺𝑆(𝑡)]
24
𝑡=1
Trong đó:𝐶𝐺𝐵(𝑡): Giá mua điện từ lưới vào thời điểm t;
𝐶𝐺𝑆(𝑡): Giá bán điện vào lưới vào thời điểm t.
Ở đây, bài toán tối ưu toàn cục được xem xét trong 24
giờ. Các biến tự do được rời rạc hóa trong 24 giờ, với mỗi
bước thời gian là 1 giờ. Bài toán tối ưu có thể được giải với
bước thời gian bé hơn 1 giờ, và cho kết quả tối ưu hơn. Tuy
nhiên, khi đó số lượng các ràng buộc, số biến sẽ bị tăng lên,
tăng thời gian tính toán.
4. Mô phỏng trên phần mềm Matlab kết hợp với phần
mềm CPLEX và đánh giá kết quả
4.1. Phần mềm CPLEX và gói kết nối với Matlab
“IBM ILOG CPLEX Optimization Studio” (hay thường
được gọi tắt là CPLEX) là một phần mềm chuyên dụng để
giải các bài toán tối ưu, được phát triển bởi công ty IBM.
Phần mềm được Công ty cung cấp gồm hai phiên bản dành
cho thương mại và cho giáo dục. Hiện nay, nhiều hệ thống
giám sát, điều khiển, tối ưu trong công nghiệp đã được tích
hợp phần mềm CPLEX (ví dụ các hệ thống giám sát, tối ưu
năng lượng trong tòa nhà). Ưu điểm của CPLEX là thời
gian tính toán nhanh. CPLEX cung cấp giao diện trên nền
ngôn ngữ C++, C# và Java. Ngoài ra, “IBM ILOG CPLEX
Optimization Studio” cung cấp gói kết nối với Microsoft
Excel and MATLAB nhằm phục vụ các tính toán tối ưu
trong thương mại cũng như cho việc nghiên cứu mô phỏng
trên Matlab. Bài báo này sử dụng công cụ kết nối với
Matlab để thực hiện mô hình hóa và mô phỏng trên Matlab.
Trong bài báo này, các biến tự do được rời rạc hóa trong
24 giờ, với mỗi bước thời gian là 1 giờ. Do đó, bài toán tối
ưu được giải với 168 biến và 144 điều kiện ràng buộc.
4.2. Các thông số mô phỏng
Pin mặt trời
Trong bài báo này, các tấm pin mặt trời được chọn xem
xét là loại Polychristalline CS6P-260P với công suất cực
đại đạt được ở điều kiện tiêu chuẩn của mỗi tấm pin là
𝑃𝑃𝑉,𝑆𝑇𝐶 = 260 𝑊. Với 58 tấm pin sẽ cho công suất tối đa
là 15,08 KW.
Pin tích trữ
Pin tích trữ được chọn xem xét là loại Crown 12V,
195Ah. Với 12 pin được đấu 4x3 cho điện áp 48V đảm bảo
dòng tải tối đa của pin. Tổng dung lượng pin 𝐶𝐵𝐴𝑇=
2.340Ah, cho phép tiêu thụ ở 50% tải cực đại thiết kế trong
4h. Để giới hạn dòng điện nạp và xả của pin tích trữ, công
suất nạp và xả của dãy pin tích trữ được giới hạn 5 KW.
Giá bán điện lên lưới
Bài báo xem xét khả năng bán điện lên lưới với giá điện
là 2.086 đồng/kWh theo quyết định số 11/2017/QĐ-TTg
của Thủ tướng Chính phủ được ban hành ngày 11/4/2017
về cơ chế khuyến khích phát triển các dự án điện mặt trời
tại Việt Nam.
Giá mua điện từ lưới điện
Việc tối ưu giá thành tiêu thụ điện được xem xét với
nhóm khách hàng kinh doanh, dịch vụ theo biểu giá điện
bán lẻ 3 giá do EVN quy định:
- Giờ bình thường: 2.320 (đồng/kWh);
- Giờ thấp điểm: 1.412 (đồng/kWh);
- Giờ cao điểm: 3.991 (đồng/kWh).
Các mốc giờ theo biểu giá được xác định như sau:
- Giờ bình thường:
Gồm các ngày từ thứ Hai đến thứ Bảy:
+ Từ 04 giờ 00 đến 9 giờ 30 (05 giờ và 30 phút);
+ Từ 11 giờ 30 đến 17 giờ 00 (05 giờ và 30 phút);
+ Từ 20 giờ 00 đến 22 giờ 00 (02 giờ).
Ngày Chủ nhật:
+ Từ 04 giờ 00 đến 22 giờ 00 (18 giờ).
- Giờ cao điểm:
Gồm các ngày từ thứ Hai đến thứ Bảy:
+ Từ 09 giờ 30 đến 11 giờ 30 (02 giờ);
+ Từ 17 giờ 00 đến 20 giờ 00 (03 giờ).
Ngày Chủ nhật: không có giờ cao điểm.
- Giờ thấp điểm:
+ Tất cả các ngày trong tuần: từ 22 giờ 00 đến 04
giờ 00 sáng ngày hôm sau (06 giờ).
Ngoài ra, công suất cung cấp của pin mặt trời có thể
32 Giáp Quang Huy, Nguyễn Thị Thanh Quỳnh
được ước lượng từ bức xạ, nhiệt độ bằng công cụ trực tuyến
PVGis [9]. Tải tiêu thụ được giả lập trong 24 giờ.
4.3. Kết quả mô phỏng
Kết quả quá trình trao đổi công suất được thể hiện trên
Hình 3. Công suất có thể được trao đổi năng lượng hai chiều
với nguồn tích trữ và với lưới điện. PBAT(t) có giá trị dương,
thể hiện pin tích trữ đang được xả. PBAT(t) có giá trị âm thể
hiện pin đang được nạp. Đối với công suất lưới 𝑃𝐺𝑟𝑖𝑑(𝑡), giá
trị dương thể hiện dòng công suất được cấp từ lưới cho tải, giá
trị âm thể hiện công suất được bán lên lưới. Đồ thị Hình 3 thể
hiện hoạt động điều phối điện năng theo giá bán.
Hình 3. Trao đổi công suất nguồn - tải
Trước thời điểm t = 9h30, giá điện được tính theo mức
“Thấp điểm” và “Bình thường” nên hệ thống ưu tiên sử
dụng điện áp lưới. Năng lượng thu được từ pin mặt trời
được nạp vào pin tích trữ. Từ t = 9h30, giá điện ở mức cao
điểm nên lưới được ngắt kết nối. Năng lượng từ pin tích trữ
và pin mặt trời được cung cấp cho tải.
Hình 4. Trạng thái nạp xả của pin tích trữ
Trong khoảng thời gian t = 11h00 - 12h00, công suất
dư thừa từ pin mặt trời được nạp vào pin tích trữ, công suất
dư thừa khi pin được nạp đầy sẽ được bán lên lưới. Tải
được xem xét ở đây là công suất tiêu thụ của một hộ sản
xuất kinh doanh, có công suất tiêu thụ tối đa 15 KW. Công
suất tiêu thụ được xác định và lấy mẫu theo mỗi bước thời
gian là 1 giờ.
Hình 4 thể hiện quan hệ giữa giá bán điện và trạng thái
nạp - xả của pin. Pin sẽ ưu tiên được nạp khi giá điện lưới
thấp và xả ra cho tải tiêu thụ khi giá điện lưới cao (giờ cao
điểm). Với ví dụ mô phỏng nêu trên, giá thành mua điện
thấp nhất là 327.733,00 đồng.
5. Kết luận
Bài báo giới thiệu thuật toán tối ưu điều phối điện năng
cho hệ thống pin năng lượng mặt trời nối lưới. Giải thuật
tối ưu được thành lập dựa trên bài toán tối ưu tuyến tính.
Kết quả được mô phỏng trên phần mềm Matlab kết hợp với
phần mềm CPLEX của IBM. Đóng góp chính của bài báo
là xây dựng lại mô hình bài toán tối ưu MILP trên ngôn
ngữ Matlab, dựa trên các công trình khoa học đã được công
bố, để có thể kết nối mô phỏng với CPLEX. Việc kết nối
giữa CPLEX và Matlab một mặt cho phép tận dụng tốc độc
tính toán nhanh của công cụ tính toán tối ưu chuyên dụng
CPLEX, mặt khác cho phép khai thác môi trường linh hoạt
của Matlab để tiếp tục những mô phỏng phức tạp hơn như
kết hợp kiểm nghiệm với các mô phỏng điều khiển ở tầng
điều khiển cục bộ.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] CPLEX, I., ILOG CPLEX Homepage 2009, Available at [online]:
http://www. ilog. com, 2009.
[2] Thanaa, F., M.N. Eskander, and M.T. El-Hagry, “Energy flow and
management of a hybrid wind/PV/fuel cell generation system”,
Energy Conversion and Management, 47(9), 2006, pp. 1264-1280.
[3] Wang, C. and M.H. Nehrir, “Power management of a stand-alone
wind/photovoltaic/fuel cell energy system”, IEEE Transactions on Energy Conversion, 23(3), 2008, pp. 957-967.
[4] Lu, B. and M. Shahidehpour, “Short-term scheduling of battery in a
grid-connected PV/battery system”, IEEE Transactions on Power
Systems, 20(2), 2005, pp. 1053-1061.
[5] Riffonneau, Y., et al., “Optimal power flow management for grid
connected PV systems with batteries”, IEEE Transactions on
Sustainable Energy, 2(3), 2011, pp. 309-320.
[6] Pham, T.T.H., F. Wurtz, and S. Bacha., Optimal operation of a PV
based multi-source system and energy management for household application, 2009 IEEE International Conference on Industrial
Technology, 2009.
[7] Tadonki, C., Using cplex with matlab, 2003.
[8] Skoplaki, E. and J. Palyvos, “On the temperature dependence
of photovoltaic module electrical performance: A review
of efficiency/power correlations”, Solar energy, 83(5), 2009, pp.
614-624.
[9] Commission, J.E., Photovoltaic Geographical Information system
(PVGIS)i, 2013.
(BBT nhận bài: 01/12/2017, hoàn tất thủ tục phản biện: 18/12/2017)
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 33
SỬ DỤNG THUẬT TOÁN DI TRUYỀN CHỌN VỊ TRÍ TỤ BÙ TRONG
LƯỚI PHÂN PHỐI CÓ SÓNG HÀI NHẰM GIẢM TỔN THẤT ĐIỆN NĂNG
VÀ CẢI THIỆN TỔNG BIẾN DẠNG SÓNG HÀI (THD)
USING GENETIC ALGORITHM FOR OPTIMALLY CAPACITOR LOCATING IN
DISTRIBUTION SYSTEM WITH THE PRESENCE OF HARMONICS FOR LOSS
REDUCTION AND TOTAL HARMONIC DISTORTION (THD) IMPROVEMENT
Nguyễn Văn Minh1, Bạch Quốc Khánh2 1Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long; [email protected]
2Trường Đại học Bách khoa Hà Nội; [email protected]
Tóm tắt - Chất lượng điện áp và tổn thất trong vận hành lưới phân phối điện luôn được quan tâm đối với các đơn vị vận hành tại Việt Nam. Bù công suất phản kháng sử dụng tụ cố định là phương án được sử dụng phổ biến nhất hiện nay. Tuy vậy, ở Việt Nam, tụ bù chỉ được dùng để giảm tổn thất và việc chọn vị trí đặt tụ bù cho mục đích này vẫn chưa được giải quyết thấu đáo. Bên cạnh đó, việc tồn tại sóng hài đặc biệt trên lưới điện công nghiệp sẽ làm tăng tổn thất và làm xấu các chỉ tiêu về chất lượng điện năng như tổng độ biến dạng sóng (THD). Bài báo sử dụng thuật toán di truyền (GA - Genetic Algorithm) lựa chọn vị trí tụ bù trong lưới phân phối có sóng hài nhằm giảm tổn thất và cải thiện THD. Bài báo sử dụng lưới phân phối mẫu 16 nút có xét điều kiện Việt Nam để kiểm tra hiệu quả của phương pháp. Kết quả tính toán có thể được tham khảo bởi các đơn vị quản lý vận hành của ngành điện Việt Nam.
Abstract - The problems of voltage quality and power loss in distribution system operation are always interested by utilities in Vietnam. Using the kVar compensated fixed capacitors is the solution that is often considered and selected. However, this solution is just used for loss reduction and the method for locating and sizing the capacitors in the distribution system is still questionable. Besides, the presence of harmonics, specially on the industrial power networks results in the additional losses and lower PQ indices like THD. This paper uses Genetic Algorimth (GA) for optimizing the size and locations of fixed capacitors in a distribution system with the presence of harmonics for loss reduction and TDH improvement. The paper tests the GA on the 16-bus distribution test feeder with regard to actual distribution systems in Vietnam. The results can be a good reference for utilities in Vietnam.
Từ khóa - lưới phân phối; tối ưu vị trí; vị trí tụ bù; thuật toán GA; hàm mục tiêu; tổn thất công suất; THD.
Key words - distribution system; optimal location; capacitor placement; genetic algorithm; objective function; power loss; THD.
1. Giới thiệu
Tổn thất điện năng (TTĐN) là vấn đề rất được quan tâm
của các đơn vị quản lý vận hành hệ thống điện hiện nay ở
Việt Nam. Đối với lưới phân phối, sử dụng tụ bù công suất
phản kháng (CSPK) nhằm giảm TTĐN là giải pháp hiệu
quả. Tuy vậy, giải pháp này ở Việt Nam còn mang tính kinh
nghiệm, chưa có những tính toán tối ưu hóa mang tính hệ
thống. Bên cạnh đó, vấn đề chất lượng điện năng (CLĐN)
ngày càng tác động lớn đến sự vận hành của lưới điện, đặc
biệt là vấn đề sóng hài. Ngoài những tác động xấu của sóng
hài như gây quá tải, làm hư hỏng thiết bị, sóng hài cũng
làm gia tăng TTĐN [1]. Bài toán sử dụng tụ điện để giảm
TTĐN không chỉ do tải điện thông thường mà còn do tải
phi tuyến trở nên cấp thiết.
Nếu chỉ xét việc tối ưu hóa vị trí và dung lượng tụ bù
nhằm giảm TTĐN lưới điện khi chưa xét đến sóng hài thì
đây cũng là bài toán tối ưu phi tuyến. Đã có nhiều phương
pháp được sử dụng để giải [2, 3, 5, 6]. Các phương pháp
giải chia thành hai lớp phương pháp là giải tích (analytic)
và tìm kiếm thông minh (heuristics). [5] đã phân tích và lựa
chọn thuật toán di truyền là phương pháp có nhiều ưu điểm
như hội tụ nhanh, ứng dụng đa năng thuộc lớp các phương
pháp tìm kiếm thông minh để giải bài toán này một cách
khá hiệu quả và có xét đến một số đặc điểm riêng của lưới
điện công nghiệp Việt Nam. Khi xét thêm ảnh hưởng của
sóng hài, cũng đã có một số nghiên cứu mà điển hình là [7,
8, 9] đề xuất hoặc phương pháp giải bài toán tối ưu hoặc
các kịch bản trường hợp áp dụng. [7] sử dụng PSO để giải
bài toán tối ưu, [8] sử dụng GA, tuy nhiên hàm chi phí chỉ
xét tiêu hao nhiên liệu các nguồn sản xuất điện năng, không
trình bày rõ thành phần TTĐN lưới điện khi có sóng hài
trong hàm chi phí. [9] cũng sử dụng GA và hàm mục tiêu
có xét hàm phạt để nâng cao hiệu quả đảm bảo các ràng
buộc. Tuy nhiên, mô hình tính toán sóng hài còn nhiều giả
thiết. Việc mô phỏng phân tích sóng hài đã được IEEE thực
hiện qua taskforce [10] và được tổng hợp tại [11], là cơ sở
tham khảo tin cậy cho việc phân tích lưới điện ở tần số sóng
hài. Bài báo này tham khảo phương pháp tính sử dụng GA
của [9] kết hợp với mô hình tính toán sóng hài của [7, 10]
để lựa chọn vị trí và dung lượng tụ bù trong lưới điện có
sóng hài. Bài báo này cũng có thể xem là sự phát triển của
bài báo [5] cho đối tượng lưới phân phối công nghiệp tại
Việt Nam khi xét đến sóng hài.
2. Mô tả hệ thống
Lưới phân phối 16 nút (Hình 1) như một trường hợp
mẫu cho lưới phân phối ở Việt Nam, trong đó, các phần tử
đều là ba pha, cấu trúc hình tia và liên thông.
Hình 1. Lưới phân phối 16 nút lưới phân phối mẫu
34 Nguyễn Văn Minh, Bạch Quốc Khánh
Các tham số lưới điện được cho tương tự [5]. Để xét
nguồn dòng điện sóng hài, giả lập tải phi tuyến được đặt
đồng thời tại các nút chọn trước là nút 2, 7 và 11 với cùng
một dạng phổ sóng hài h% so với dòng điện cơ bản lần lượt
cho hài bậc h = 3, 5, 7 là 30%, 20% và 5%.
3. Xây dựng bài toán và phương pháp giải
3.1. Hàm mục tiêu: Cực tiểu hóa chi phí gồm: chi phí đầu
tư cho tụ bù, chi phí cho tổn thất công suất (TTCS) và sử
dụng hàm phạt để khuyến khích đảm bảo các chỉ tiêu chất
lượng điện năng như độ lệch điện áp và THD như sau:
f
n
i
ie
n
i
cic THDPKQK11
)]0,min()0,[max( min
1
max i
n
i
i VVVV
Min (1)
Trong đó:
Qci: Dung lượng tụ bù (kVAr) ở nút i (i = 1n);
n: Số vị trí đặt tụ bù trong lưới điện đang xét;
P: Tổng tổn thất công suất trong lưới điện;
THDi: Tổng hài điện áp trong lưới đang xét;
Kc: Suất đầu tư cho tụ bù trung thế (đ/kVAr);
Ke: Giá tổn thất công suất (đ/kW);
: Hệ số phạt xét đến việc vi phạm ràng buộc về mức
THD;
: Hệ số phạt xét đến việc vi phạm ràng buộc về điện
áp nút.
Việc tính toán TTCS lưới điện được thực hiện dựa trên
bài toán tính toán trào lưu công suất lưới điện (6), (7) với
bậc cơ bản và (10) với các bậc sóng hài. Cụ thể, TTCS trên
mỗi nhánh i-j bất kỳ được tính như sau
h
h
ijijij PPP 1 (2)
Trong đó:
1
ijP : TTCS trên nhánh i-j ở f = 50 Hz.
21111 |)||(| ijjiijij YVVRP (3)
h
ijP : TTCS trên nhánh i-j ở sóng hài bậc h.
2|)||(| h
ij
h
j
h
iij
h
ij YVVRP (4)
Trong đó, Rij được giả thiết là không phụ thuộc tần số
sóng hài.
3.2. Điều kiện ràng buộc
a. Ràng buộc về tổng biến dạng sóng hài THD: Theo
[12], tổng biến dạng sóng hài điện áp THD tại các nút
không được vượt quá mức cho phép THDcp bằng 5%.
cp
i
h
h
i
i THDV
V
THD
||
||
(%)1
2
(5)
Trong đó: THDi: tổng hài điện áp tại nút thứ i;
V1: Biên độ điện áp cơ bản;
Vh: Biên độ điện áp hài bậc h.
b. Ràng buộc cân bằng công suất nút:
- Cân bằng công suất nút ở f = 50 Hz
Tương tự [7], ràng buộc cân bằng công suất nút được
mô tả thông qua hệ phương trình tổng dẫn nút dưới đây:
n
ijj
ijijijjiiiii YVVGVP1
111111121)cos(||
(6)
n
ijj
ijijijjiiiii YVVBVQ1
111111121 )sin(|| (7)
với i = 1n.
Trong đó, Pi, Qi là công suất cấp vào nút i ở f = 50 Hz.
nilii PPP .. (8)
nilii QQQ .. (9)
Với Pi.l và Qi.l là công suất của phụ tải tuyến tính
(passive load) tại nút i. Pi.n và Qi.n là công suất của phụ tải
phi tuyến gây sóng hài (non-linear load) tại nút i.
Các thành phần trong ma trận tổng dẫn:
1111|| ijijijij yYY (10)
ij
ijiciiiiii yyjBGY 11
.
111 (11)
1
ijy : Tổng dẫn nhánh i-j: 1
1 1
ij
ijz
y
1
.icy : Tổng dẫn tụ điện giả thiết nối vào nút i.
- Tính toán trào lưu công suất trên lưới điện ở tần số
sóng hài:
Điện áp nút sóng hài bậc h được tính toán theo phương
pháp tính toán trực tiếp [1].
hhh VYI (12)
Trong đó:
hI : Ma trận dòng điện sóng hài bơm vào các nút.
Giả thiết dòng điện sóng hài chỉ do các tải phi tuyến
sinh ra. Dòng điện bậc cơ bản của tải phi tuyến vào nút i
được tính như sau:
1
..1
i
ninii
V
jQPI (13)
Thế thì dòng điện sóng hài bậc h do tải phi tuyến sinh
ra được tính từ dòng điện bậc cơ bản:
1% i
h
i IhI (14)
Với h% là tỷ lệ sóng hài bậc h có được thông qua đo
lường hoặc thử nghiệm đối với các phụ tải phi tuyến.
Các tham số lưới điện khác ở bậc sóng hài h sẽ là:
Tổng dẫn phụ tải thụ động tại nút i:
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 35
21
.
21
..
||
1
|| i
li
i
lih
itV
Q
hj
V
PY (15)
Tổng dẫn tụ nối với nút i: 1
.. ic
h
ic YhY (16)
Tổng dẫn dây i-j:
ijij
h
ijXjhR
Y.
1
(17)
Từ trị số điện áp sóng hài các nút, ta sẽ tính ra tổn thất
công suất đo sóng hài theo (4).
c. Ràng buộc về chất lượng điện áp (điện áp nút)
maxmin VVV i (18)
Các biến của bài toán là điện áp nút Vi, dung lượng tụ
bù tại nút Qci. Chọn 0,86 < Vi < 1,05.
3.3. Sử dụng thuật toán GA giải bài toán tối ưu hóa vị trí
và dung lượng tụ bù
a. Phương pháp giải tổng quát: Việc giải bài toán tối
ưu trên đây được thực hiện bằng thuật toán GA với các
bước sau:
Hình 2. Các bước thực hiện GA
• Bước 1: Khởi tạo một quần thể ban đầu gồm các chuỗi
nhiễm sắc thể.
• Bước 2: Xác định giá trị mục tiêu cho từng nhiễm sắc
thể tương ứng.
• Bước 3: Tạo các nhiễm sắc thể mới dựa trên các toán
tử di truyền.
• Bước 4: Xác định hàm mục tiêu cho các nhiễm sắc thể
mới và đưa vào quần thể.
• Bước 5: Loại bớt các nhiễm sắc thể có độ thích nghi
thấp.
• Bước 6: Kiểm tra thỏa mãn điều kiện dừng (hàm mục
tiêu nhỏ nhất). Nếu điều kiện đúng, lấy ra nhiễm sắc
thể tốt nhất, giải thuật dừng lại; ngược lại, quay về
bước 3.
b. Áp dụng
Trình tự tính toán như lưu đồ Hình 2 cho phép giải
nhiều trường hợp bài toán chọn vị trí và dung lượng bù
CSPK trên lưới điện nhằm giảm TTCS. Dựa trên thực tiễn
yêu cầu đặt tụ bù để giảm TTCS trên lưới phân phối trung
áp tại Việt Nam khi một đơn vị điện lực được phân bổ một
dung lượng tụ bù nhất định và phải tìm vị trí đặt tụ bù để
hiệu quả giảm tổn thất nhiều nhất, trong bài báo này biến
lựa chọn sẽ là vị trí đặt tụ bù. Dung lượng tụ bù là tham số
được chọn trước. Chẳng hạn, nếu cho trước dung lượng bù
tại 3 vị trí đều là 25 kVar thì trong 16 nút của lưới điện
mẫu, cần chọn tổ hợp 3 vị trí nào để hàm mục tiêu (1) đạt
cực tiểu.
Nếu xem một tổ hợp 3 nút đặt bù trong 16 nút của lưới
điện là một nhiễm sắc thể, thì mỗi nhiễm sắc thể sẽ có dạng
tương ứng 16 bit nhị phân, ví dụ “1 0 0 0 1 0 0 0 1 0 0 0 0 0
0 0”, trong đó “0” tức là không đặt tụ bù và “1” là có đặt tụ
bù. Thế thì thuật giải GA [4] sẽ thực hiện theo quy trình tìm
kiếm để tìm ra một nhiễm sắc thể tốt nhất trong tổng nhiễm
sắc thể là 216/3 = 21845. Toàn bộ các bước giải của GA
được thực hiện bởi hàm GA.m của Matlab. Các tham số ban
đầu bao gồm: Dân số ban đầu: chọn 100 (nhiễm sắc thể),
tương đương gần 0,5% tổng dân số; Xác suất lai tạo: 0,95;
Xác suất đột biến: 0,05. Gọi chương trình mẫu GA trong
Matlab để chạy bài toán theo các bước của lưu đồ Hình 2.
4. Kết quả
Áp dụng thuật toán GA giải bài toán tối ưu (1), toàn bộ
các bước tính toán trong mô hình được thực hiện trên
Matlab, trong đó việc tính toán trào lưu công suất sử dụng
thuật toán Newton-Raphson để kiểm tra cân bằng công suất
nút và độ lệch điện áp nút, tính toán TTCS lưới điện ở bậc
cơ bản. Tính toán trào lưu công suất ở tần số sóng hài được
thực hiện theo phương pháp tính trực tiếp khi coi dòng điện
sóng hài không phụ thuộc điện áp. Từ đó cũng tính ra TTCS
trên các phần tử lưới điện ở tần số sóng hài.
Khi mô tả nguồn sóng hài, phụ tải tổng hợp (gồm phụ
tải thụ động và phụ tải phi tuyến) được cho trong Bảng 1.
Bài báo xét ba kịch bản lựa chọn tụ bù để đánh giá các
phương án tham số ảnh hưởng. Các kết quả tính toán chính
cho từng kịch bản như sau:
a. Trường hợp 1: Chọn công suất tụ 25 kVar, số lượng
2 tụ cần tìm vị trí tối ưu. Kết quả cũng chỉ ra vị trí tối ưu
đặt tụ bù sẽ là các nút 14, 15.
Bảng 1. Công suất phụ tải
Nút 1 2 3 4 5 6 7 8
Pi.l (kW) 0 21,7 2,4 7,6 24,2 12,0 22,8 30,0
Qi.l (kVar) 0 12,7 1,2 1,6 56,0 5,0 10,9 67,3
TPT (%) 0 20 0 0 0 0 25 0
Nút 9 10 11 12 13 14 15 16
Pi.l (kW) 54,0 5,8 5 11,2 0 16,2 28,2 13,5
Qi.l (kVar) 22,0 2,0 2 7,5 0 7,6 12,5 11,8
TPT (%) 0 0 30 0 0 0 0 0
TPT%: Tỷ lệ tải phi tuyến so với tải tuyến tính
Kết thúc
Khởi tạo dân số
Tính toán giá trị mục tiêu cho
từng nhiễm sắc thể tương ứng
Kiểm tra điều kiện
dừng
Lựa chọn những
cá thể tốt
Tạo nhiễm sắc thể mới dựa trên toán tử gen di truyền
Quá trình lai tạo Quá trình đột biến
Bắt đầu
Đ
S
36 Nguyễn Văn Minh, Bạch Quốc Khánh
Kết quả trên Hình 3 cho thấy điện áp cải thiện tại các
nút 3, 4, 5, 9, 10, 14, 15, 16. Điện áp toàn mạng tăng trên
0,86 pu thỏa mãn điều kiện điện áp ràng buộc. THD tại các
nút đều bằng và giảm nhỏ hơn lúc chưa lắp tụ, THDmax
trước lắp tụ tại nút 3 là 5,62% và sau lắp 2 tụ là 4,55%, góp
phần giảm TTCS do sóng hài.
Hình 3. Biên độ điện áp và THD các nút trước bù và
sau bù tối ưu bằng 2 bộ tụ 25 kVar
TTCS lưới điện trước bù là 31,461 kW và sau bù là
29,963 kW, giảm 1,498 kW. Hàm chi phí fmin = 49,233106
(đồng) với giả thiết Ke = 1,405103 (đ/kW); Kc = 300103
đ/kVar tụ bù ABB trung thế phản ảnh thực tế chi phí tại
Việt Nam.
b. Trường hợp 2: Chọn công suất tụ 25 kVar, số lượng
4 tụ cần tìm vị trí tối ưu. Kết quả chỉ ra vị trí tối ưu đặt tụ
bù sẽ là các nút 3, 9, 15, 16.
Hình 4. Biên độ điện áp và THD các nút trước bù và sau bù tối
ưu bằng 4 bộ tụ 25 kVar
Kết quả trên Hình 4 cho thấy điện áp cũng cải thiện rõ
rệt tại các nút 3, 4, 5, 9, 10, 14, 15, 16.
Điện áp toàn mạng tăng và lớn hơn 0,86 pu tốt hơn
trường hợp 1. TTCS trong mạng là 31,461 kW và sau bù là
29,75 5kW, giảm 1,706 kW. Tương ứng hàm chi phí
fmin = 54,935106 (đồng).
THD tại các nút đều bằng và thấp hơn lúc chưa lắp tụ,
THDmax trước bù là 5,34% và sau bù là 4,34%.
c. Trường hợp 3: Chọn công suất tụ 50 kVar và số lượng
vẫn xét 4 tụ, cần tìm vị trí tối ưu. Kết quả chỉ ra vị trí tối ưu
đặt tụ bù sẽ là các nút 3, 4, 6, 9.
Hình 5. Biên độ điện áp và THD các nút trước bù và
sau bù tối ưu bằng 4 bộ tụ 50 kVar
Kết quả trên Hình 5 cũng cho thấy điện áp cải thiện đáng
kể, tăng gần bằng 1 pu, tốt hơn trường hợp 1 và 2. TTCS lưới
trước bù là 31,461 kW và sau bù là 29,963 kW, giảm
1,824 kW. Tương ứng hàm chi phí fmin = 5,927106 (đồng).
THD tại các nút có sự thay đổi tăng và giảm hơn lúc
chưa lắp tụ, THDmax trước lắp tụ là 5,34% và sau lắp 4 tụ
là 4,25%. Các nút có THD đều giảm nhiều hơn là: 3, 4, 6,
9 nhưng đều nằm trong phạm vi cho phép, góp phần giảm
TTCS do sóng hài.
5. Kết luận
Bài báo đã đề xuất và áp dụng thành công giải thuật GA
để xác định vị trí và công suất đặt tụ tại các nút trong lưới
16 nút, với việc tối thiểu hàm mục tiêu để giảm tổng tổn
thất có xét đến tổn thất do sóng hài gây ra, trong khi thỏa
mãn các điều kiện ràng buộc về chất lượng điện năng như
độ lệch điện áp và tổng biến dạng sóng hài THD. Nội dung
quan tâm đến cải thiện điện áp toàn hệ thống theo tiêu
chuẩn [12] với việc bù tối ưu công suất phản kháng để tăng
điện áp, giảm tổn thất công suất và giảm chi phí vận hành
hệ thống.
Với các kết quả đạt được như trên cho thấy rằng dùng
GA tối ưu hóa vị trí, công suất cho tụ bù là phương pháp
hữu ích, để giảm tổn thất công suất, cải thiện điện áp và
sóng hài toàn hệ thống xem xét khi xác định chính xác vị
trí lắp đặt.
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 37
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] J. Arrillaga, B. C. Smith, N. R. Watson, A. R. Wood, Power system harmonic analysis, John Wiley & Sons, 1997.
[2] T. Manglani, Y. S. Shishodia, “A Survey of Optimal Capacitor
Placement Techniques on Distribution Lines to Reduce Losses”,
International Journal of Recent Research and Review, Vol. I, Mar.
2012.
[3] O. P. Mahela, D. M. L. Goyal, “Optimal Capacitor Placement
Techniques in Transmission and Distribution Networks to Reduce Line Losses and Voltage Stability Enhancement: A Review”, IOSR
Journal of Electrical and Electronics Engineering (IOSR-JEEE),
Vol. 3, Issue 4, 2012, pp. 01-08.
[4] L. Davis, Handbook of Genetic Algorithms, Van Nortrand Reinhold,
1991.
[5] Nguyễn Văn Minh, Bạch Quốc Khánh, “Tối ưu vị trí và dung lượng
tụ bù trong lưới phân phối mẫu 16 nút sử dụng thuật toán di truyền để giảm tổn thất điện năng”, Tạp chí Khoa học và Công nghệ,
Trường Đại học Công nghiệp Hà Nội, số 42, 2017, trang 20-24.
[6] M. Gupta, B. S. Surjan “Optimal sizing and Placement of Capacitors
for Loss Minimization In 33-Bus Radial Distribution System Using
Genetic Algorithm in MATLAB Environment”, International
Journal of Advanced Research in Computer Eng. & Tech.
(IJARCET), Vol. 1, Issue 8, Oct. 2012, pp. 122-127.
[7] H. C. Leung, Dylan D. C. Lu, A PSO Approach in Optimal FACTS
Selection with Harmonic Distortion Considerations, An Update on
Power Quality book, InTechOpen, March 2013.
[8] Masoum, M. A. S., Ladjevardi, M., Jafarian, A. and Fuchs, E. F.,
“Optimal placement, replacement and sizing of capacitor banks in
distorted distribution networks by genetic algorithms”, IEEE Trans.
Power Delivery, Vol.19, No.4, 2004, pp. 1794-1801.
[9] J. Vuletic, M. Todorovski, “Optimal capacitor placement in distorted
distribution networks with different load models using Penalty Free Genetic Algorithm”, ScienceDirect, Electrical Power and Energy
Systems, 78, 2016, pp. 174–182.
[10] Task force on Harmonics Modeling and Simulation, “The modeling
and simulation of the propagation of harmonics in electric power networks Part I, II”, IEEE Trans. Power Delivery, Vol. 11, No. 1,
Jan. 1996, pp. 452-465, 466-474.
[11] Tutorial on Harmonics Modeling and Simulation, IEEE Power
Engineering Society, 1998.
[12] Thông tư 39/2015/TT-BCT, Bộ Công Thương, ngày 18/11/2015,
Quy định hệ thống điện phân phối.
(BBT nhận bài: 10/01/2018, hoàn tất thủ tục phản biện: 25/01/2018)
38 Nguyễn Thị Trúc Loan, Từ Thị Mỹ Lệ
ẢNH HƯỞNG CỦA PHƯƠNG PHÁP TIỀN XỬ LÝ BẰNG KIỀM ĐẾN
HIỆU SUẤT VÀ CHẤT LƯỢNG GELATIN CHIẾT XUẤT TỪ VẢY CÁ HỒI
STUDYING THE EFFECT OF PRETREATMENT METHODS WITH ALKANE ON YIELD
AND QUALITY OF GELATIN EXTRACTED FROM SALMON SCALE
Nguyễn Thị Trúc Loan1, Từ Thị Mỹ Lệ2 1Trường Đại học Bách khoa - Đại học Đà Nẵng; [email protected] 2Công Ty TNHH Eurofins Sắc Ký Hải Đăng; [email protected]
Tóm tắt - Mục đích của nghiên cứu này nhằm đánh giá ảnh hưởng của phương pháp tiền xử lý bằng kiềm (NaOH và Ca(OH)2) đến hiệu suất và chất lượng gelatin chiết xuất từ vảy cá hồi. Kết quả nghiên cứu cho thấy nồng độ kiềm và thời gian tiền xử lý có ảnh hưởng rất lớn đến độ nhớt và nồng độ chất khô của dịch chiết gelatin. Theo đó, vảy cá hồi được tiền xử lý bằng NaOH nồng độ 0,5 % với tỷ lệ vảy cá: NaOH = 1 : 3 (g/ml) trong 3h, sau đó được trích ly bằng nước nóng 70°C với tỷ lệ vảy cá : nước = 1 : 3 (g/ml) trong 4h cho gelatin có độ nhớt và nồng độ chất khô cao nhất (7,25cP và 4Bx tương ứng). Một số chỉ tiêu cơ bản của gelatin nghiên cứu cho thấy sản phẩm đạt yêu cầu so với QCVN 4 – 21:2011/BYT về phụ gia tạo đặc. Kết quả so sánh với gelatin được xử lý bằng axit HCl thì gelatin nghiên cứu có độ tinh khiết cao hơn, tuy nhiên độ bền gel và hiệu suất thu nhận thấp hơn.
Abstract - The aim of this research is to study the effect of pretreatment method with alkane on yield and quality of gelatin extracted from fish scale. NaOH and Ca(OH)2 are chosen to pretreat salmon scale. Statistical analysis shows that alkane concentration and extraction temperature significantly affect the viscosity and gelatin concentration technical parameters of alkane pretreatment are the ratio scale: NaOH (0,5 %) ratio = 1 : 3 (g/ml), time extraction of 3h, then scale is extracted with hot water at 70°C with dry scale : solution ratio = 1 : 3, (g/ml) for 4 hours provides gelatin with the best viscosity and concentration (7.25 cP and 4 Bx respectively). The quality indicators of extracted gelatin using alkane methods satisfy specified levels of Vietnam standard QCVN 4 – 21:2011/BYT for food additives - thickeners. Gelatin pretreated using NaOH is more pure, although it produces the lower yield and gel strength in comparison with gelatin pretreated using HCl.
Từ khóa - gelatin từ vảy cá; phương pháp kiềm; phương pháp axit; hiệu suất; độ bền gel.
Key words - gelatin from fish scale; alkane method; acid method; yield; gel strength.
1. Đặt vấn đề
Chế biến thủy sản là một ngành công nghiệp chế biến
quan trọng trong nền kinh tế quốc dân, tạo ra những sản
phẩm giá trị gia tăng, đem lại nguồn thu lớn cho ngân sách
nhà nước. Lượng phế liệu, phế phẩm từ các nguyên liệu
thủy hải sản chiếm từ 20 - 50% tổng lượng nguyên liệu, tùy
thuộc vào tính chất của mặt hàng bao gồm: nội tạng, đầu,
da, vảy, xương, v.v. chưa được xử lý thích hợp gây lãng
phí và ô nhiễm môi trường nghiêm trọng [1].
Theo Food Chemical Codex 5th (2003), gelatin là sản
phẩm thu được bằng phương pháp thủy phân collagen bởi
nhiệt – thành phần chính của da, xương và mô liên kết của
động vật bao gồm cả cá và gia cầm.
tº
C102H149N31O38 + H2O C102H151N31O39
(collagen) (gelatin)
Hiện nay, gelatin được ứng dụng rộng rãi trong ngành
công nghiệp thực phẩm, dược phẩm, kỹ thuật, v.v. với các
đặc tính tạo gel, ổn định cấu trúc, tính nhũ hóa và tạo bọt,
được sản xuất chủ yếu từ da và xương gia súc (bò, lợn, gà)
với giá thành cao và tính an toàn thấp.
Gần đây, các nghiên cứu đã chứng minh rằng vảy cá là
một nguồn nguyên liệu tiềm năng để chiết xuất gelatin,
đồng thời cũng chỉ ra rằng, quá trình tiền xử lý bằng axit
hoặc kiềm cần được tiến hành trước để khử khoáng (loại
bỏ muối Ca có trong vảy cá) nhằm mục đích thu được
gelatin có chất lượng tốt hơn.
Năm 2009, Wangtueai và Noomhorm đã ngâm vảy cá
mối trong dung dịch NaOH 0,51 % 3 giờ 6 phút, sau đó
trích ly ở 78,5°C trong 3 giờ 1 phút. Kết quả gelatin tạo ra
có chất lượng cao (độ Bloom = 252 g, độ nhớt = 7,50 cP,
hiệu suất = 10,6 %).
Năm 2009, Yan Wang và Joe M. Regenstein đã đánh giá
ảnh hưởng của HCl, EDTA và CH3COOH đến hiệu suất và
chất lượng gelatin chiết xuất từ vảy cá chép. Nghiên cứu chỉ
ra rằng sử dụng EDTA cho khả năng khử khoáng cao và hiệu
suất chiết xuất gelatin cao hơn so với 2 loại axit còn lại.
Năm 2011, Zhang và cộng sự đã ngâm vảy cá chép
trong dung dịch HCl 0,4 M với tỷ lệ vảy : axit = 1 : 15 trong
90 phút, sau đó trích ly với axit axetic 0,5 M hoặc pepsin.
Kết quả collagen giàu axit amin nhưng nhiệt độ đông đặc
thấp hơn gelatin nguồn gốc gia súc.
Năm 2015, Nguyen Thi Truc Loan và Dao Thi Anh Thu
đã đánh giá ảnh hưởng của phương pháp tiền xử lý vảy cá
hồi bằng axit. Kết quả nghiên cứu chỉ ra rằng, vảy cá hồi
được ngâm bằng dung dịch HCl 0,3M với tỷ lệ vảy :
axit = 1 : 10 (g/ml) trong 2 giờ cho khả năng khử khoáng
(94 %) và dung dịch gelatin có độ nhớt cao nhất (7 cP).
Năm 2017, Nguyễn Thị Trúc Loan và Trần Thị Thanh
Mơ đã nghiên cứu thu nhận gelatin từ vảy cá hồi của các
nhà máy chế biến thủy sản trên địa bàn thành phố Đà
Nẵng bằng phương pháp axit. Vảy cá hồi được ngâm bằng
dung dịch HCl 0,3M với tỷ lệ vảy : axit = 1 : 10 (g/ml)
trong 2 giờ, sau đó trích ly bằng nước nóng 65°C trong
3 giờ với tỷ lệ vảy : nước = 1 : 2 (g/ml). Hiệu suất đạt
9,7 %, độ bền gel = 96 g.
Tổng kim ngạch nhập khẩu cá hồi của Việt Nam đạt
13,1 triệu USD năm 2010 và có xu hướng tăng trưởng
mạnh trong những năm gần đây, trong đó vảy cá hồi chiếm
2 % thành phần khối lượng cá, thành phần hóa học của vảy
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 39
có 28 % protein (so với 100 g vảy cá) [5] đã chứng minh
được vảy cá hồi là một trong những nguyên liệu tiềm năng
giàu protein và có sản lượng tốt, có thể xử lý để sản xuất
gelatin theo công nghệ phù hợp.
Tiền xử lý bằng axit có tác dụng khử khoáng nguyên
liệu tốt, tạo ra sản phẩm có hàm lượng kim loại nặng ở
mức thấp nhất, trong khi đó tiền xử lý bằng kiềm lại có
tác dụng loại protein tạp rất tốt để tạo ra sản phẩm đạt độ
tinh khiết cao.
Vì vậy nhóm tác giả tiến hành nghiên cứu ảnh hưởng
của phương pháp kiềm đến hiệu suất và chất lượng gelatin
chiết xuất từ vảy cá hồi nhằm đánh giá, so sánh với
phương pháp axit.
2. Đối tượng và phương pháp nghiên cứu
2.1. Đối tượng nghiên cứu
Vảy cá sau khi thu mua từ nhà máy thủy sản chứa rất nhiều
tạp chất và vi sinh vật, nếu không có biện pháp xử lý kịp thời
thì vảy cá sẽ bốc mùi nặng, giảm chất lượng, vì vậy cần có
phương pháp để làm sạch vảy cá trước khi đưa vào bảo quản.
Vảy cá hồi thu mua từ các nhà máy thủy sản ở thành
phố Đà Nẵng được rửa bằng nước sạch nhiều lần rồi rửa
bằng nước muối 10 %, với tỉ lệ vảy cá : nước muối = 1 : 2
trong 10 phút ở nhiệt độ phòng, để ráo rồi bảo quản lạnh
đông trong các túi zip [5].
2.2. Phương pháp nghiên cứu
2.2.1. Phương pháp tiền xử lý vảy cá
Đây là công đoạn quan trọng nhằm làm mềm tổ chức
của nguyên liệu, loại bỏ các hợp chất hữu cơ, chất màu,
chất khoáng, cắt đứt các mạch polypeptide của collagen
thành các peptide ngắn thuận lợi cho quá trình trích ly [7].
Tiến hành thí nghiệm khảo sát quá trình tiền xử lý vảy
cá bằng NaOH và Ca(OH)2 với mục đích xác định được
loại kiềm, nồng độ và thời gian ngâm thích hợp nhất để thu
được gelatin có độ nhớt và nồng độ chất khô cao nhất:
+ Tham khảo nghiên cứu của tác giả Sutee Wangtueai
và Athapol Noomhorm [2], tiến hành ngâm vảy cá ở các
khoảng khảo sát:
- Nồng độ NaOH = 0,3%; 0,5%; 0,7%; 0,9%;
- Tỉ lệ vảy cá : NaOH = 1 : 3 (g/ml);
- Khoảng thời gian khảo sát là 1, 3, 6, 9 giờ.
+ Tham khảo luận văn của Nguyễn Thị Thảo [8], chọn
các khoảng khảo sát:
- Hàm lượng Ca(OH)2: 10, 15, 20, 25 g/l;
- Tỉ lệ vảy : Ca(OH)2 = 1 : 3 (g/ml);
- Thời gian ngâm: 1, 3, 6, 9 ngày.
Vảy cá sau khi ngâm kiềm lọc bằng vải thưa, rửa dưới
vòi nước nhiều lần đến khi pH trung tính, rửa sạch trong
nước cất trước khi trích ly.
Để đánh giá được ảnh hưởng của quá trình tiền xử lý
này, tất cả các mẫu trên đều được trích ly ở cùng một điều
kiện: nhiệt độ 70°C, tỷ lệ vảy : nước là 1 : 3 (g/ml) trong
thời gian 4 giờ [2]. Dịch chiết sau trích ly được lọc sạch rồi
đo độ nhớt bằng máy đo độ nhớt BROOKFIELD, đo độ
nhớt dịch gelatin ở 60°C [9] và nồng độ chất khô bằng thiết
bị đo độ Brix cầm tay [8].
+ Độ nhớt là tính chất đặc trưng của gelatin, là đại
lượng có mối tương quan với độ bền gel của dịch gelatin
thu nhận, khi độ nhớt của dịch chiết cao thì trong một giới
hạn nào đó khả năng tạo gel của gelatin càng lớn.
+ Nồng độ chất khô cho biết nồng độ các chất hòa tan
trong dung dịch. Nồng độ chất khô có mối tương quan đến
độ nhớt và chất lượng gelatin.
2.2.2. Phương pháp trích ly thu nhận gelatin
Quá trình trích ly là quá trình thủy phân collagen dưới tác
dụng của nước và nhiệt nhằm cắt đứt liên kết hydro giữa các
sợi collagen để tách hoàn toàn gelatin ra khỏi nguyên liệu [7].
Tỷ lệ vảy cá: nước, nhiệt độ trích ly và thời gian trích
ly là các yếu tố có ảnh hưởng lớn đến quá trình trích ly thu
nhận gelatin, do đó việc khảo sát để chọn được các thông
số trích ly tốt nhất rất quan trọng.
Vảy cá sau khi tiền xử lý với các thông số tốt nhất ở
mục 2.2.1. tiến hành trích ly [6]:
- Nhiệt độ trích ly: 60, 70, 80°C;
- Tỉ lệ vảy cá : nước = 1 : 2, 1 : 3, 1 : 4, 1 : 5 (g/ml);
- Thời gian trích ly: 2, 4, 6 giờ.
Dịch gelatin được lọc rồi đi xác định các chỉ tiêu sau:
độ nhớt và nồng độ chất khô.
Hiệu suất thu hồi (%) được tính toán sau khi sấy khô
dịch chiết gelatin đến độ ẩm 10 – 12 % theo công thức:
H =𝑀1
𝑀2
× 100%
Trong đó: M1: Khối lượng gelatin sau khi sấy (g),
M2: Khối lượng vảy cá đem đi trích ly (g).
2.2.3. Các phương pháp hóa lý đánh giá chất lượng gelatin
nghiên cứu
Vảy cá sau khi được tiền xử lý với các thông số tốt nhất
như Mục 2.2.1. được đem đi rửa bằng nước sạch nhiều lần
đến pH trung tính rồi đem đi trích ly với các thông số tốt
nhất như Mục 2.2.2. Dịch trích ly được lọc qua vải lọc, sau
đó bổ sung vào 1 % than hoạt tính với mục đích lọc hết các
kết tủa trắng và mùi tanh đặc trưng của vảy cá, khuấy đều,
sau đó đem lọc lại với giấy lọc để loại bỏ hết than [6[. Dịch
sau khi lọc đem sấy ở tủ sấy với nhiệt độ 40 – 50°C đến khi
đạt được khối lượng không đổi [6], thu được gelatin.
Gelatin thu được đem đi xác định độ ẩm bằng phương
pháp sấy mẫu ở 100 – 105°C đến khối lượng không đổi,
hàm lượng protein tổng số bằng phương pháp Kjeldahl,
hàm lượng lipit bằng phương pháp chiết Soxhlet, hàm
lượng tro bằng phương pháp nung ở 550 – 600°C đến khối
lượng không đổi [6].
Xác định pH của gelatin bằng máy đo pH.
Xác định hàm lượng kim loại nặng: As theo TCVN
7770:2007; Pb, Cd theo TCVN 8126:2009; Hg theo TCVN
7604:2007.
Khả năng tạo gel là một trong những tính chất quan
trọng nhất của gelatin để đánh giá chất lượng và quyết định
khả năng ứng dụng của gelatin. Độ bền của khối gel được
đặc trưng bởi độ Bloom. Độ Bloom là khối lượng gam cần
thiết tác dụng lên bề mặt gel tạo bởi pitton có đường kính
40 Nguyễn Thị Trúc Loan, Từ Thị Mỹ Lệ
13 mm với tốc độ 0,5 mm/s để khối gel lún xuống 4 mm.
Khối gel có hàm lượng gelatin là 6,67 % được tạo gel ở
nhiệt độ 10°C trong 16 - 18 giờ, sau đó đi xác định độ
Bloom bằng thiết bị phân tích TA-XT2 (Stable
Microsystems, Godalming, Anh) [9].
2.2.4. Phương pháp xử lý số liệu
Các thí nghiệm được lặp lại 3 lần. Các số liệu được xử
lý bằng phần mềm Microsoft Excel - Anova: Two-Factor
Without Replication với mức ý nghĩa 5 %.
3. Kết quả nghiên cứu và biện luận
3.1. Ảnh hưởng của phương pháp tiền xử lý bằng kiềm
3.1.1. Ảnh hưởng của nồng độ và thời gian ngâm NaOH
đến nồng độ chất khô và độ nhớt của dịch chiết gelatin
Kết quả khảo sát sự ảnh hưởng của nồng độ và thời gian
ngâm NaOH đến nồng độ chất khô và độ nhớt của dung
dịch gelatin được thể hiện ở Hình 1 và Hình 2.
Nồng độ chất khô và độ nhớt dịch chiết gelatin tăng
tuyến tính với sự tăng nồng độ và thời gian ngâm NaOH.
Theo kết quả phân tích số liệu với mức ý nghĩa 5 %, thì cả
nồng độ và thời gian ngâm đều có ảnh hưởng đến độ nhớt
và nồng độ chất khô (F > Fcrit).
Hình 1. Ảnh hưởng của nồng độ và thời gian ngâm NaOH đến
nồng độ chất khô của dịch chiết gelatin
Hình 2. Ảnh hưởng của nồng độ và thời gian ngâm NaOH đến
độ nhớt của dịch chiết gelatin
Tại mức thời gian 3 giờ và nồng độ NaOH 0,5 % cho dịch
gelatin có nồng độ chất khô và độ nhớt đạt giá trị cao nhất (4,2
và 7,25 tương ứng). Tuy nhiên khi tăng thời gian ngâm NaOH
lên mức 6 và 9 giờ thì 2 giá trị này lại bắt đầu giảm.
Điều này có thể giải thích như sau: Vảy cá khi ngâm
với NaOH mềm và nở ra, dưới tác dụng của vôi liên kết
peptit bị cắt đứt tạo điều kiện cho quá trình chiết gelatin.
Tuy nhiên, khi tăng thời gian ngâm thì quá trình này xảy ra
mãnh liệt làm hòa tan một số thành phần protein không
phải collagen và một phần gelatin cũng bị hòa tan, làm hao
hụt chất khô trầm trọng, dẫn đến độ nhớt và nồng độ chất
khô giảm mạnh.
Vì vậy, khi sử dụng dung dịch NaOH cho quá trình tiền
xử lý thì ở nồng độ 0,5% và thời gian là 3 giờ, với tỉ lệ vảy
: NaOH = 1 : 3 (g/ml) là phù hợp nhất.
3.1.2. Ảnh hưởng của nồng độ và thời gian ngâm Ca(OH)2
đến nồng độ chất khô và độ nhớt của dịch chiết gelatin
Kết quả khảo sát sự ảnh hưởng của nồng độ và thời gian
ngâm Ca(OH)2 đến nồng độ chất khô và độ nhớt của dung
dịch gelatin được thể hiện ở Hình 3 và Hình 4.
Theo kết quả phân tích số liệu với mức ý nghĩa 5 % thì
cả nồng độ và thời gian ngâm đều có ảnh hưởng đến độ
nhớt và nồng độ chất khô (F > Fcrit).
Hình 3. Ảnh hưởng của nồng độ và thời gian ngâm Ca(OH)2
đến nồng độ chất khô của dịch chiết gelatin
Hình 4. Ảnh hưởng của nồng độ và thời gian ngâm Ca(OH)2
đến độ nhớt của dịch chiết gelatin
Nồng độ chất khô tăng khi tăng hàm lượng Ca(OH)2 (từ
10 g/l lên 15 g/l) và độ nhớt của dịch chiết tăng khi tăng
thời gian xử lý (từ 1 ngày lên 3 ngày). Ở mức hàm lượng
15 g/l và thời gian xử lý 3 ngày thì cho nồng độ chất khô
và độ nhớt cao nhất (3,5 Bx và 6 cP tương ứng). Tuy nhiên,
2 giá trị này có xu hướng giảm khi tiếp tục tăng nồng độ và
thời gian ngâm Ca(OH)2. Điều này cũng được giải thích
tương tự như quá trình ngâm NaOH.
Như vậy, thông số tốt nhất cho phương pháp tiền xử lý
bằng Ca(OH)2 là: Ca(OH)2 15 g/l ngâm trong thời gian 3
ngày, tỉ lệ vảy : Ca(OH)2 = 1 : 3 (g/ml).
3.1.3. Nhận xét chung về ảnh hưởng của phương pháp tiền
xử lý bằng kiềm
Nhìn chung, ta thấy nồng độ kiềm ảnh hưởng trực tiếp
đến độ nhớt và nồng độ chất khô của dịch chiết gelatin. Khi
2.5
3
3.5
4
4.5
0,3 % 0,5 % 0,7 % 0,9 %
Nồn
g k
hô
chất
kh
ô, B
x
Nồng độ NaOH
1 giờ
3 giờ
6 giờ
9 giờ
4.5
5
5.5
6
6.5
7
7.5
0,3 % 0,5 % 0,7 % 0,9 %
Độ n
hớ
t, c
P
Nồng độ NaOH
1 giờ
3 giờ
6 giờ
9 giờ
2.5
3
3.5
4
10 g/l 15 g/l 20 g/l 25 g/l
Nồn
g k
hô
chất
kh
ô, B
x
Nồng độ Ca(OH)2
1 ngày
3 ngày
6 ngày
9 ngày
4
4.5
5
5.5
6
6.5
10 g/l 15 g/l 20 g/l 25 g/l
Độ n
hớ
t, c
P
Nồng độ Ca(OH)2
1 ngày
3 ngày
6 ngày
9 ngày
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 41
tăng nồng độ kiềm thì độ nhớt và nồng độ chất khô tăng,
tuy nhiên nếu đạt đến nồng độ nhất định mà tại đó dịch
chiết gelatin đạt độ nhớt và nồng độ chất khô cao nhất thì
lại có xu hướng giảm.
Nhận xét về cảm quan thì vảy cá sau khi ngâm bằng
Ca(OH)2 không được nở và mềm như khi ngâm bằng
NaOH (Hình 5). Điều này gây bất lợi cho quá trình trích ly
về thời gian và nhiệt độ trích ly, cũng như chất lượng của
dịch chiết gelatin thành phẩm.
Ngoài ra nếu so sánh ở các điều kiện tiền xử lý tốt nhất ở
mục 3.1.1 và 3.1.2 khi ngâm NaOH và Ca(OH)2 thì độ nhớt
và nồng độ chất khô của dịch chiết gelatin khi ngâm NaOH
0,5 % trong 3 giờ (7,25 cP và 4,2 Bx tương ứng) cũng cao
hơn so với khi ngâm bằng Ca(OH)2 15g/l trong 3 ngày (6 cP
và 3,5 Bx tương ứng). Điều này có thể được giải thích là do
tính kiềm của NaOH cao hơn Ca(OH)2 nên quá trình phá hủy
các liên kết ngang collagen xảy ra nhanh và mạnh mẽ hơn.
Do đó, nhóm tác giả chọn ngâm vảy trong NaOH 0,5 %
với tỉ lệ vảy : NaOH = 1 : 3 (g/ml) trong 3 giờ để tiến hành
bước khảo sát tiếp theo.
a) b)
Hình 5. (a) Vảy cá và dịch trích ly sau khi ngâm Ca(OH)2
(b) Vảy cá và dịch trích ly sau khi ngâm NaOH
3.2. Ảnh hưởng của một số yếu tố đến quá trình trích ly
3.2.1. Ảnh hưởng của nhiệt độ và tỉ lệ trích ly đến nồng độ
chất khô và độ nhớt dịch chiết gelatin
Kết quả khảo sát sự ảnh hưởng của nhiệt độ và tỉ lệ trích
ly vảy : nước đến nồng độ chất khô và độ nhớt của dung
dịch gelatin được thể hiện ở Hình 6 và Hình 7.
Theo kết quả phân tích số liệu với mức ý nghĩa 5 % thì
cả tỷ lệ vảy/nước và nhiệt độ trích ly đều có ảnh hưởng đến
độ nhớt và nồng độ chất khô (F > Fcrit).
Nhận thấy, với tỷ lệ vảy : nước = 1 : 2, nồng độ chất
khô và độ nhớt thấp do chưa đủ lượng nước để trích ly hết
gelatin, còn tại tỷ lệ 1 : 4 và 1 : 5 lại quá loãng, làm cho độ
nhớt và nồng độ chất khô có xu hướng giảm. Tỷ lệ vảy :
nước trích ly = 1 : 3 cho dung dịch có độ nhớt và nồng độ
chất khô cao nhất.
Ngoài ra, khi tăng nhiệt độ trích ly thì độ nhớt và nồng
độ chất khô tăng và đạt giá trị lớn nhất ở nhiệt độ 70°C.
Tuy nhiên, khi tiếp tục tăng nhiệt độ thì độ nhớt và nồng
độ chất khô sẽ giảm.
Điều này có thể giải thích như sau: Ở 60°C là chưa đủ
nhiệt độ để phá vỡ liên kết ngang trong mạch polypeptit,
dẫn đến hàm lượng chất khô giải phóng ra chưa nhiều, hơn
nữa sự phá vỡ không hoàn toàn mạch polypeptit làm nồng
độ chất khô và độ nhớt dịch gelatin không cao. Nhưng khi
tăng nhiệt độ lên 80°C, là ngưỡng nhiệt độ quá cao làm quá
trình thủy phân diễn ra mạnh mẽ, tạo thành sản phẩm phụ
không mong muốn (gelatose và gelatone), làm giảm độ
nhớt và nồng độ chất khô của dịch chiết.
tº C102H149N31O39 + 2H2O C55H85N17O22 + C47H70N19 + 7N2
(gelatin) (galatone) (gelatose)
Như vậy, trích ly ở 70°C và tỷ lệ vảy : nước trích
ly = 1 : 3 cho dịch chiết gelatin có độ nhớt và nồng độ chất
khô cao nhất.
Hình 6. Ảnh hưởng của nhiệt độ và tỉ lệ trích ly đến
nồng độ chất khô của dịch chiết gelatin
Hình 7. Ảnh hưởng của nhiệt độ và tỉ lệ trích ly đến
độ nhớt của dịch chiết gelatin
3.2.2. Ảnh hưởng của thời gian trích ly đến nồng độ chất
khô và độ nhớt dịch chiết gelatin
Kết quả khảo sát sự ảnh hưởng của thời gian trích ly
đến nồng độ chất khô và độ nhớt của dịch chiết gelatin khi
trích ly ở 70°C được thể hiện ở Hình 8.
Hình 8. Ảnh hưởng của thời gian trích ly đến nồng độ chất khô
và độ nhớt của dịch chiết gelatin
Có thể thấy rằng độ nhớt và nồng độ chất khô tăng
tuyến tính khi tăng thời gian trích ly từ 2 giờ lên 4 giờ và
đạt giá trị cao nhất tại 4 giờ (7,25 cP và 4 Bx tương ứng).
Tuy nhiên, khi tăng thời gian trích ly lên 6 giờ thì độ nhớt
và nồng độ chất khô lại có xu hướng giảm.
0
0.5
1
1.5
2
2.5
3
3.5
4
4.5
1:05 1:04 1:03 1:02
Nồn
g đ
ộ c
hất
kh
ô, B
x
Tỷ lệ vảy: nước
60ºC
70°C
80°C
0
1
2
3
4
5
6
7
8
1:05 1:04 1:03 1:02
Độ n
hớ
t, c
P
Tỷ lệ vảy: nước
60ºC
70°C
80°C
6
6.2
6.4
6.6
6.8
7
7.2
7.4
0
0.5
1
1.5
2
2.5
3
3.5
4
4.5
2 giờ 4 giờ 6 giờ Thời gian trích ly
Độ nhớt, cPNồng độ
chất khô, Bx
Nồng độ
chất khô
Độ nhớt
42 Nguyễn Thị Trúc Loan, Từ Thị Mỹ Lệ
Điều này có thể giải thích như sau: Ở 2 giờ, quá trình
phá hủy collagen chưa diễn ra hoàn toàn nên độ nhớt và
nồng độ chất khô thấp và có xu hướng tiếp tục tăng. Ở 6
giờ, vì quá trình trích ly lâu, gelatin bị phân hủy thành
gelatone và gelatose, ngoài ra còn có một số phần tử phi
protein trong vảy được tạo ra làm giảm độ nhớt và nồng độ
chất khô.
Từ những kết quả khảo sát trên, nhóm tác giả chọn các
thông số cho quá trình trích ly như sau: thời gian trích ly
4 giờ, nhiệt độ trích ly 70°C, tỷ lệ vảy : nước = 1 : 3. Ở điều
kiện này, dịch trích ly gelatin có nồng độ chất khô đạt 4 Bx
và độ nhớt đạt 7,25 cP.
Điều kiện trích ly này tương đồng với điều kiện trích ly
vảy cá mối bằng NaOH của tác giả Sutee Wangtueai [2],
nhưng cao hơn điều kiện trích ly vảy cá hồi của tác giả Nguyễn
Thị Trúc Loan [6]. Điều này chứng tỏ axit có lợi hơn khi tiền
xử lý vảy cá vì làm cho cấu trúc của vảy mềm hơn, vảy trương
nở tốt hơn và thuận lợi hơn cho quá trình trích ly.
3.3. Đánh giá chất lượng hiệu suất thu hồi của gelatin
nghiên cứu
3.3.1. Đánh giá chất lượng gelatin nghiên cứu
Kết quả đánh giá một số chỉ tiêu cơ bản của gelatin
nghiên cứu đồng thời so sánh với gelatin được sản xuất
bằng phương pháp axit và gelatin thương phẩm theo
QCVN được thể hiện ở Bảng 1.
Bảng 1. Chỉ tiêu chất lượng của gelatin nghiên cứu
Chỉ tiêu đánh
giá
Gelatin nghiên
cứu
Gelatin sản
xuất bằng
phương pháp
axit [6]
Gelatin thương
phẩm theo
QCVN 4-21:
2011/BYT [10]
pH 5,8 4,9 4,5 - 6
Ẩm, % 8,5 10,17 < 18
Protein, % 98 87 > 80 %
Lipit, % - - -
Tro, % 2,5 0,82 2
Độ bền gel 70 96 50 - 300
Tổng vi sinh vật
hiếu khí, cfu/g 9,3×103 3,5×103 104
Kim loại nặng,
mg/kg
As
Hg
Pb
Cd
0,16
0,028
0,046
0,022
0,11
0,014
0,027
0,016
1,0
0,15
1,5
0,5
Gelatin thành phẩm phù hợp với các chỉ tiêu chất lượng
của gelatin thương phẩm nhưng độ tro lại cao hơn, chứng
tỏ khả năng khử khoáng vảy cá của kiềm kém hơn axit. So
với gelatin sản xuất bằng axit thì gelatin thành phẩm có
hàm lượng protein cao hơn, chứng tỏ khả năng khử protein
tạp tốt hơn của kiềm khi sản xuất gelatin. Tuy nhiên, cả 2
loại gelatin sản xuất từ vảy cá đều có độ bền gel thấp, điều
này làm hạn chế ứng dụng của loại gelatin trong thực tế.
3.3.2. Đánh giá hiệu suất thu hồi gelatin
Từ 100g vảy cá thu được 8,5 g gelatin, hiệu suất thu hồi
gelatin tính theo vảy cá đạt 8,5 %. Hiệu suất thu hồi này
thấp hơn so với hiệu suất thu hồi bằng phương pháp axit
HCl (9,7 %) [5] và thấp hơn so với các nguồn nguyên liệu
từ da cá, như da cá ngừ, cá thác lác (12 – 15 %) [9].
4. Kết luận
Qua quá trình nghiên cứu, nhóm tác giả rút ra một số
kết luận như sau:
1. Loại kiềm, nồng độ và thời gian xử lý bằng kiềm có
ảnh hưởng lớn đến độ nhớt và nồng độ chất khô của dịch
chiết gelatin.
2. Vảy cá hồi được tiền xử lý bằng NaOH 0,5 % với tỷ
lệ vảy cá : NaOH = 1 : 3 (g/ml) trong thời gian 3 giờ và
trích ly với nước nóng 70°C với tỷ lệ vảy cá : nước =
1 : 3 (g/ml) trong 4 giờ cho gelatin có độ nhớt cao nhất
(7,25 cP) và nồng độ chất khô cao nhất (4 Bx). Hiệu suất
thu hồi đạt 8,5 %.
3. Kết quả xác định một số chỉ tiêu cơ bản của gelatin
chiết xuất từ vảy cá bằng phương pháp kiềm cho thấy sản
phẩm đạt yêu cầu so với QCVN 4 – 21:2011/BYT về phụ
gia tạo đặc. Gelatin thu nhận bằng phương pháp kiềm có
độ tinh khiết cao hơn, tuy nhiên độ bền gel và hiệu suất thu
nhận thấp hơn gelatin được xử lý bằng axit HCl.
5. Kiến nghị
Gelatin tử vảy cá có độ bền gel thấp nên cần biến tính
gelatin bằng các tác nhân hóa học hoặc sinh học để tăng độ
gel, giúp mở rộng phạm vi ứng dụng của loại gelatin này
trong thực tiễn sản xuất.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Tổng quan ngành Thủy sản Việt Nam,
http://www.aquafisheriesexpo.com.
[2] Sutee Wangtueai, Athapol Noomhorm, “Processing optimization
and characterization of gelatin from lizardfish scales”, LWT – Food
Science and Technology, Vol. 42, 2009, pp. 825 – 834.
[3] Yan Wang, Joe M. Regenstein, “Effect of EDTA, HCl, and Citric
acid on Ca salt removal from Aisan carp scales prior to gelatin
extraction”, Journal of Food Science, 74(6), 2009, pp. 426 – 431.
[4] F. Zhang, A. Wang, Z. Li, S. He and L. Shao, “Preparation and
Characterisation of Collagen from Freshwater Fish Scales”, Food
and Nutrition Sciences, 2 (8), 2011, pp. 818 - 823.
[5] Nguyen Thi Truc Loan, Dao Thi Anh Thu, “The effect of acid
method on gelatin quality and yield from salmon (Salmonidae)
scales”, Научная перспектива, 12 (70), 2015, pp. 132 – 134.
[6] Nguyễn Thị Trúc Loan, Trần Thị Thanh Mơ, Nghiên cứu thu nhận gelatin
từ vảy cá hồi bằng phương pháp axit, Kỷ yếu Hội thảo khoa học toàn quốc
Hóa học với sự phát triển bền vững: Khai thác nguồn lợi tài nguyên thiên nhiên, sản xuất thực phẩm và dược phẩm, 2017, trang 124 – 129.
[7] Lihong Niu, Xin Zhou, Chuquia Yaan, Yun Bai, Kequang Lai, Fuxun
Yang, Yiqun Huang, “Characterization of tilapia (Oreochromis niloticus) skin gelatin extracted with alkaline and different acid
pretreatments”, Food Hydrocolloids, 33(2), 2013, pp. 336 – 341.
[8] Nguyễn Thị Thảo, Nghiên cứu thu nhận gelatin từ da cá thác lác
bằng phương pháp kiềm và đề xuất ứng dụng trong công nghệ thực
phẩm, Luận văn thạc sỹ, Đà Nẵng, 2012.
[9] Reinhard Schrieber và Herbert Gareis, Gelatine Handbook -Theory
and Industrial Practice, Wiley-VCH, 2007.
[10] QCVN 4-21: 2011/BYT, Quy chuẩn kỹ thuật quốc gia về phụ gia
thực phẩm – Nhóm chất làm dày.
(BBT nhận bài: 13/11/2017, hoàn tất thủ tục phản biện: 22/12/2017)
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 43
BỘ NGHỊCH LƯU KÉP TĂNG ÁP BA PHA CHO ĐỘNG CƠ KHÔNG ĐỒNG BỘ
BA PHA SÁU ĐẦU DÂY
A THREE PHASE DUAL BOOST INVERTER FOR OPEN-END WINDING
INDUCTION MOTOR
Tô Thanh Lợi1, Nguyễn Minh Khai2, Đỗ Đức Trí1, Trần Tấn Tài3 1Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Thành phố Hồ Chí Minh; [email protected]
2Trường Đại học Chosun, Hà Quốc; [email protected] 3Trường Đại học Quốc gia Chonnam, Hàn Quốc; [email protected]
Tóm tắt - Bộ nghịch lưu kép ba pha cấp cho động cơ không đồng bộ ba pha sáu đầu dây đã được nghiên cứu và ứng dụng rộng rãi trong thực tế với ưu điểm nâng cao được công suất động cơ, có thể điều khiển bằng phương pháp véc-tơ không gian hay sóng mang. Tuy nhiên, cấu hình này vẫn có hạn chế là: tần số đóng ngắt của các khóa công suất cao nên làm tăng tổn hao và giảm tuổi thọ linh kiện, điện áp ra nhỏ hơn điện áp vào và phải tránh trường hợp các khóa trên cùng nhánh dẫn cùng lúc. Để khắc phục các hạn chế đó, bài báo này trình bày bộ nghịch lưu kép tăng áp ba pha cấp cho động cơ không đồng bộ ba pha sáu đầu dây bằng phương pháp điều chế độ rộng xung, tăng được điện áp ngõ ra, cho phép hoạt động ở chế độ ngắn mạch sử dụng cho các nguồn năng lượng nhỏ như pin mặt trời, pin nhiên liệu, ắc quy. Các kết quả mô phỏng và thực nghiệm được thực hiện để kiểm chứng lý thuyết.
Abstract - A three phase dual boost inverter for open-end winding induction motors have been developed and widely used in practice with the advantage of improving the motor power which can be controlled by the space vector method or carrier method. However, this configuration still has the limitation. For example, the high switching frequency should increase the loss and decrease the life of the switching, or the AC output voltage less than DC input voltage and switches on the same leg turn on at the same time must be avoided. To solve this problem, this paper presents a three phase dual boost inverter for open-end winding induction motor configuration by PWM method to increase output voltage and allow the switch on the same leg to turn on at the same time for low energies such as solar energy, fuel cell and battery. Simulation and experimental results will be presented to support the theory.
Từ khóa - điều khiển động cơ ba pha sáu dây; ngắn mạch; nghịch lưu nguồn Z; nghịch lưu tăng áp; nghịch lưu kép; điều chế độ rộng xung (PWM)
Key words - open-end winding induction motor drive; shoot-through; Z-source inverter; switched boost inverter (SBI); dual inverter; pulse width modulation (PWM)
1. Đặt vấn đề
Trong những năm gần đây, các yêu cầu hệ thống điều
khiển động cơ điện tốc độ cao cho các ứng dụng trong xe ô
tô [4], nguồn năng lượng mới và các lĩnh vực điều khiển
động cơ trong công nghiệp ngày càng tăng. Yêu cầu các
động cơ điện có tốc độ cao ngày càng nhẹ hơn, kích thước
nhỏ gọn, hiệu suất cao hơn đã thúc đẩy các thiết kế mới cho
động cơ điện nhằm đáp ứng các yêu cầu đó. Tuy nhiên, khi
điều khiển động cơ từ các nguồn năng lượng nhỏ như ắc
quy, pin năng lượng mặt trời thì yếu tố hạn chế cơ bản cho
động cơ là sự suy giảm lưu lượng dòng điện khi hoạt động
ở tốc độ cao, do đó làm giảm mô-men quay và hiệu suất
của động cơ. Xe ô tô điện sử dụng nguồn ắc quy có sẵn là
một trường hợp tiêu biểu cho thấy hạn chế về giá thành và
kích thước của ắc quy. Ngày nay, sự phát triển mạnh mẽ
của điện tử công suất đã khắc phục được các hạn chế đó
với các cấu hình tăng áp và các cấu hình bộ nghịch lưu khác
nhau, đã được nghiên cứu, thiết kế cho phù hợp với từng
ứng dụng cụ thể. Cấu hình bộ nghịch lưu kép (Hình 1)
thường sử dụng cho động cơ không đồng ba pha sáu dây để
nâng cao công suất động cơ, cấu hình động cơ đơn giản,
không cần phải nối sao hay tam giác, có thể sử dụng nhiều
phương pháp điều khiển khác như điều chế véc-tơ không
gian hay điều chế sóng mang.
Tuy nhiên, bộ nghịch lưu kép này vẫn có hạn chế là
điện áp ngõ ra nhỏ hơn điện áp ngõ vào, nếu chúng ta muốn
điện áp ngõ ra cao hơn ngõ vào để sử dụng cho các nguồn
năng lượng thấp như pin mặt, pin nhiên liệu, ắc quy...thì
phải thêm mạch tăng áp trước bộ nghịch lưu. Cũng giống
như các bộ nghịch lưu truyền thống thì vẫn có hạn chế là
các khóa đóng ngắt trên cùng một nhánh không được đóng
cùng lúc, vì nó sẽ làm ngắn mạch nguồn áp một chiều, gây
hư hỏng thiết thành nguồn điện xoay chiều. Chính vì lý do
đó mà bộ nghịch lưu kết hợp tăng áp đã được nghiên cứu
và ứng dụng rộng rãi trong thực tế. [5] trình bày ứng dụng
của bộ nghịch lưu nguồn Z trong điều khiển xe điện sử
dụng ắc quy hay pin nhiên liệu, bằng cách thay đổi hệ số
ngắn mạch hay chỉ số điều chế thì có thể điều khiển được
công suất pin nhiên liệu cung cấp, công suất ngõ ra và quá
trình nạp pin. [6], [10] trình bày cấu hình bộ nghịch lưu kép
kết hợp tăng áp nguồn Z sử dụng phương pháp điều chế độ
rộng xung (PWM), mà hai bộ nghịch lưu này có thể dùng
chung nguồn hay nguồn riêng và có thể sử dụng cho tải
động cơ ba dây hoặc bốn dây. Tuy nhiên, cấu hình này cần
phải có hai cuộn dây, hai tụ điện nên làm tăng kích thước
và giá thành sản phẩm, vì vậy nó chỉ phù hợp cho các ứng
dụng có công suất lớn. Đối với các ứng dụng công suất nhỏ
thì nhiều cấu hình tăng áp khác đã được đề xuất: [7] trình
bày cấu hình SBI (Switched Boost Inverter - bộ nghịch lưu
tăng áp) chỉ sử dụng một cuộn dây, một tụ điện, hai diode
và một khóa ngắn mạch, ứng dụng cho hệ thống lưới điện
thông minh cực nhỏ sử dụng nguồn năng lượng mặt trời,
điện áp ngõ ra được điều chỉnh lớn hơn hay nhỏ hơn điện
áp vào tùy theo yêu cầu của tải với một giai đoạn chuyển
đổi; [8] cải tiến cấu hình SBI thành qSBI (quasi-SBI) với
ưu điểm là giảm điện áp trên tụ, tăng hệ số ngắn mạch và
cải thiện dòng điện ngõ vào; [9] trình bày cấu hình SBI cải
tiến, khi so sánh với SBI truyền thống thì hệ số tăng áp
giảm nhưng có giá thành và điện áp đặt trên tụ giảm. Ngoài
ra còn có các cấu hình khác với những ưu, nhược điểm khác
nhau và được ứng dụng vào từng trường hợp cụ thể. Dựa
44 Tô Thanh Lợi, Nguyễn Minh Khai, Đỗ Đức Trí, Trần Tấn Tài
vào kết quả phân tích, so sánh trong [11], thì cấu hình qSBI
có nhiều ưu điểm như: dòng điện qua các khóa bán dẫn và
qua diode nhỏ hơn, điện áp chịu được trên tụ C lớn hơn,
hiệu suất cao hơn và hệ số tăng áp lớn hơn. Do đó, bài báo
này trình bày cấu hình bộ nghịch lưu kép tăng áp (Hình 2)
có đặc điểm là tăng được điện áp ngõ ra, giảm được số lần
chuyển mạch của các khóa bán dẫn, cho phép hoạt động ở
chế độ ngắn mạch.
VdcC
IM
S1a1 S1b1 S1c1
S1a2 S1b2 S1c2 S2a1 S2b1 S2c1
INV 1 INV 2O
A1
B1C1
A2B2
C2
S1a1 S1b1 S1c1
+
- +
-
Hình 1. Bộ nghịch lưu kép truyền thống
Bài báo này phân tích hoạt động, trình bày kết quả mô
phỏng bằng phần mềm PSIM và thực nghiệm.
Hình 2. Nghịch lưu kép tăng áp đề xuất
2. Cấu hình bộ nghịch lưu đề xuất
2.1. Cấu hình bộ nghịch lưu kép đề xuất
Hình 2 minh họa mạch nghịch lưu kép tăng áp ba pha
cấp cho động cơ ba pha sáu đầu dây đề xuất, gồm một mạng
có hai diode, một tụ điện, một cuộn dây và một khóa công
suất được nối vào giữa nguồn và bộ nghịch lưu kép chung
nguồn.
Hình 3. (a) Trạng thái không ngắn mạch, (b) Trạng thái ngắn
mạch (đã đổi dấu -/+ trên cuộn dây L ở hình 3(b))
Để đơn giản cho quá trình phân tích mạch theo phương
pháp PWM đối với cấu hình đề xuất thì ta chia toàn bộ hoạt
động của mạch thành hai trạng thái: trạng thái không ngắn
mạch và trạng thái ngắn mạch như Hình 3.
Trạng thái không ngắn mạch được tạo ra khi sóng tam
giác nhỏ hơn đường thẳng Vsh trong khoảng thời gian là
T-T0 (T là chu kỳ xung, T0 thời gian ngắn mạch). Ở trạng
thái này thì các khóa hai INV đóng ngắt theo phương pháp
PWM thông thường, S0 không dẫn, D1, D2 dẫn, tụ C nạp
điện và cuộn dây L xả điện, Hình 3(a).
Ta có điện áp trên cuộn dây L và dòng điện qua tụ C
trong khoảng thời gian này là:
LL dc C
CC L pn
diV L V V
dt
dVi C I i
dt
(1)
Trạng thái ngắn mạch được tạo ra khi sóng tam giác lớn
hơn đường thẳng Vsh trong khoảng thời gian là T0, ở trạng
thái này thì tất cả các khóa của hai INV cùng đóng,
S0 đóng, D1, D2 không dẫn, tụ C xả điện và cuộn dây
L tích điện, Hình 3(b).
Ta có điện áp trên cuộn dây L và dòng điện qua tụ C
trong khoảng thời gian này là:
LL dc C
CC L
diV L V V
dt
dVi C I
dt
(2)
Áp dụng nguyên lý cân bằng điện áp cho L và C trong
trạng thái cân bằng, từ (1) và (2) ta có:
1
1 2
1 2
1
1
1 2
C dc
pn L
pn
dc
V VD
Di I
D
VB
V D
(3)
Điện áp đỉnh qua bộ nghịch lưu bằng điện áp qua tụ C
trong khoảng thời gian không ngắn mạch.
pn CV V (4)
Trong đó: D = T0/T : hệ số ngắn mạch trong mỗi chu kỳ.
B : hệ số tăng áp.
2.2. Phương pháp PWM cho cấu hình đề xuất
Hình 4. Phương pháp PWM cho cấu hình đề xuất của pha a
Hình 4 mô tả phương pháp PWM cho cấu hình đề xuất
của pha a khi chưa có xung ngắn mạch. Trong nửa chu kỳ
đầu của xung điều khiển thì S1a1 đóng ngắt liên tục theo
quy tắc so sánh giữa sóng điều khiển và sóng tam giác,
S2a1 luôn đóng, khi đó điện áp ngõ ra trên tải có hai mức
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 45
điện áp là 0V (khi S1a1 ngắt và S2a1 đóng) và Vpn (khi
S1a1 đóng và S2a1 đóng). Trong nửa chu kỳ sau của xung
điều khiển thì S1a1 luôn đóng ngắt liên tục theo quy tắc so
sánh giữa sóng điều khiển và sóng tam giác, S2a1 luôn
đóng, khi đó điện áp ngõ ra trên tải có hai mức điện áp là
0V (khi S1a1 ngắt và S2a1 đóng) và -Vpn (khi S1a1 ngắt
và S2a1 đóng). Các khóa trên cùng nhánh của S1a1 và S2a1
thì đóng ngắt theo quy tắc đối nghịch.
Ta có bốn trường hợp đóng ngắt của S1x1 và S2x1
tương ứng với điện áp ngõ ra trên tải như được mô tả trong
Bảng 1 và được minh họa trong Hình 5.
Trong đó: x = pha a,b,c.
Bảng 1. Điện áp ngõ ra trên tải (0=khóa ngắt, 1=khóa đóng)
S1x1 S2x1 Ux
0 0 -Vpn
0 1 0
1 0 0
1 1 Vpn
Xung ngắn mạch được tạo ra khi so sánh Vsh với sóng
tam giác có tần số bằng với tần số của sóng tam giác. Xung
ngắn mạch này dùng điều khiển S0 và phối hợp với 12 xung
sau khi so sánh với sóng điều khiển để tạo xung điều khiển
12 khóa bán dẫn công suất của hai INV, đồng thời tạo ra
trạng thái ngắn mạch của bộ nghịch lưu.
Hình 5. Điện áp trên pha a khi (a) S1a1=0, S2a1 =0,
(b) S1a1=0, S2a1 =1, (c) S1a1=1, S2a1 =0, (d) S1a1=1, S2a1 =1
Hình 6 minh họa phương pháp điều chế độ rộng xung
(PWM) cho INV1 của cấu hình đề xuất kết hợp với xung
ngắn mạch. Ba sóng điều khiển hình sin V1a, V1b, V1c có
tần số bằng với tần số điện áp ngõ ra, sóng tam giác có tần
số cao (5 KHz – 20 KHz), so sánh các sóng điều khiển với
sóng tam giác ta được các xung điều khiển, các xung này kết
hợp với xung ngắn mạch (qua cổng logic OR) ta được các
xung điều khiển đóng ngắt trên các khóa bán dẫn của INV1.
Tương tự cho INV2, ba sóng điều khiển hình sin V2a, V2b,
V2c lệch pha 180° so với V1a, V1b, V1c tương ứng, so sánh
với sóng tam giác và kết hợp với xung ngắn mạch ta được
các xung điều khiển đóng ngắt các khóa bán dẫn của INV2.
Hình 6. Phương pháp PWM điều khiển INV1 của
cấu hình đề xuất
Khi đó ta tính được các biên độ điện áp ba pha ngõ ra
và độ lợi điện áp khi chuyển đổi từ DC sang AC.
. . .
.2 1
m dc
m
dc
V M Vpn M BV
V MG M B
V M
(5)
Trong đó:
M : chỉ số điều chế;
Vm : biên độ điện áp xoay chiều ngõ ra;
G : độ lợi điện áp DC – AC.
2.3. Kết quả mô phỏng và thực nghiệm
Các thông số được sử dụng trong mô phỏng và thực
nghiệm là: L=1 mH; C1 = 470 µF; Vdc = 24 V; tần số sóng
tam giác là 20 kHz; chỉ số điều chế M = 0,7; tỷ số ngắn mạch
D = 0,3. Thế vào (4) và (5), ta có: Vpn = 60 V; G = 1,75;
Vm =42 V; giá trị điện áp hiệu dụng ngõ ra bằng 29,7 V.
Hình 7 trình bày kết quả mô phỏng dạng xung điều
khiển bốn khóa pha a sau khi kết hợp xung ngắn mạch. Như
vậy, sau khi kết hợp với xung ngắn mạch thì tần số đóng
ngắt của hai khóa S1a2 và S2a1 giảm một nửa, đúng với
kết quả thực nghiệm ở Hình 8.
Hình 7. Dạng xung mô phỏng điều khiển bốn khóa pha a
tính từ trên xuống: S1a1, S1a2, S2a1, S2a2
46 Tô Thanh Lợi, Nguyễn Minh Khai, Đỗ Đức Trí, Trần Tấn Tài
Hình 8. Dạng xung thực nghiệm điều khiển bốn khóa pha a
tính từ trên xuống: S1a1, S1a2, S2a1, S2a2
Hình 9. Dạng sóng mô phỏng điện pha a đo trên tải RL (hình
trên) và tải R (hình dưới)
Hình 10. Dạng sóng thực nghiệm điện áp pha a đo trên tải RL
(hình trên) và tải R (hình dưới)
Hình 9 trình bày kết quả mô phỏng dạng sóng điện áp
pha a đo trên tải RL với biên độ đỉnh là 60 V, tải R với biên
độ đỉnh là 42 V, đây chính là điện áp Vpn được tính theo
lý thuyết từ công thức (3) và (4) khi Vdc =2 4 V. Và với
kết quả thực nghiệm ở Hình 10 có biên độ là 58 V và 41 V
tương ứng khi đo trên tải RL và trên R.
3. Kết luận
Các kết quả mô phỏng và thực nghiệm phù hợp với kết
quả lý thuyết đã phân tích. Như vậy, bộ nghịch lưu kép tăng
áp đề xuất đã khắc phục được những hạn chế của bộ nghịch
lưu kép truyền thống, đó là khả năng giảm số lần chuyển
mạch của các khóa bán dẫn, giảm số lượng linh kiện ở
mạch tăng áp, tăng được điện áp ngõ ra và cho phép hoạt
động ở chế độ ngắn mạch được ứng dụng cho các nguồn
năng lượng mới và năng lượng tái tạo.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] F. Z. Peng, M. Shen and K. Holland, “Application of Z-Source
Inverter for Traction Drive of Fuel Cell—Battery Hybrid Electric
Vehicles”, IEEE Transactions on Power Electronics, Vol. 22, No. 3, May 2007, pp. 1054-1061.
[2] F. Z. Peng, “Z-source inverter”, IEEE Trans. Ind. Appl., Vol. 39, No.
2, March/April 2003, pp. 504-510.
[3] F. Gao, P. C. Loh, F. Blaabjerg and D. M. Vilathgamuwa, “Dual Z-
Source Inverter With Three-Level Reduced Common-Mode
Switching”, IEEE Transactions on Industry Applications, Vol. 43,
No. 6, Nov.-Dec. 2007, pp. 1597-1608.
[4] M. Alam, J. Jana and H. Saha, Switched boost inverter applicable
for solar photovoltaic system based micro-grid, 2016 2nd International Conference on Control, Instrumentation, Energy &
Communication (CIEC), Kolkata, 2016, pp. 422-426.
[5] M. K. Nguyen, T. V. Le, S. J. Park, Y. C. Lim, “A Class of Quasi-
Switched Boost Inverters”, IEEE Transaction on Industrial
Electronics, Vol. 62, No. 3, March 2015, pp. 1526-1536.
[6] M. K. Nguyen; Y. O. Choi, “PWM Control Scheme for Quasi-
Switched-Boost Inverter to Improve Modulation Index”, IEEE Transactions on Power Electronics, Vol.P P, No. 99, 2017, pp. 1-1.
[7] N. Minh-Khai, “Cascaded five-level embedded-type switched boost
inverter”, J. of Advanced Engineering and Technology, Vol. 7, No.
9, 2014, pp. 107-112.
[8] A. Somani, R. K. Gupta, K. K. Mohapatra and N. Mohan,
Circulating currents in open-end winding PWM ac drives, IECON
2010 - 36th Annual Conference on IEEE Industrial Electronics Society, Glendale, AZ, 2010, pp. 798-804.
[9] Y. Jia, S. Zhang, L. Liu, S. Wang and C. Qie, Improved switching
boost inverter, 2016 IEEE 11th Conference on Industrial Electronics
and Applications (ICIEA), Hefei, 2016, pp. 2468-2471.
[10] R. U. Haque, A. Kowal, J. Ewanchuk, A. Knight and J. Salmon,
PWM control of a dual inverter drive using an open-ended winding
induction motor, 2013 Twenty-Eighth Annual IEEE Applied Power Electronics Conference and Exposition (APEC), Long Beach, CA,
USA, 2013, pp. 150-156.
[11] M. K. Nguyen, Y. C. Lim and S. J. Park, “A Comparison Between
Single-Phase Quasi- Z-Source and Quasi-Switched Boost
Inverters”, IEEE Transactions on Industrial Electronics, Vol. 62, No. 10, Oct. 2015, pp. 6336-6344.
(BBT nhận bài: 18/09/2017, hoàn tất thủ tục phản biện: 07/12/2017)
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 47
SỰ KẾT HỢP ĐA CHIỀU GIỮA QUY HOẠCH XANH VÀ KIẾN TRÚC XANH
CHO ĐÔ THỊ ĐÀ NẴNG – DƯỚI GÓC NHÌN HỆ THỐNG
THE MULTI – DIRECTION COMBINATION OF GREEN DESIGN WITH GREEN
ARCHITECTURE FOR DANANG CITY FROM A SYSTEMATIC PERSPECTIVE
Lê Thị Ly Na
Trường Đại học Kiến trúc Đà Nẵng; [email protected]
Tóm tắt - Quy hoạch xanh và Kiến trúc xanh là hai khái niệm lớn được hiểu và áp dụng trên thế giới. Bài viết này, tác giả giới hạn ở chỗ: (1) rút ra những kinh nghiệm về kết hợp giữa Quy hoạch và Kiến trúc xanh trong ứng dụng công nghệ xanh trên thế giới. Trong phần này tác giả sẽ chắc lọc một số kinh nghiệm của thế giới về quy hoạch xanh và kiến trúc xanh như là phần gợi ra những ý tưởng về sự kết hợp có hệ thống và mang tính bền vững. (2) Tác giả tìm hiểu thêm về hiện thực quy hoạch và kiến trúc đô thị Đà Nẵng trong sự kết hợp các yếu tố xanh trong quy hoạch và kiến trúc ở lĩnh vực tổ chức không gian kiến trúc cảnh quan. (3) Từ đó, tác giả sẽ đưa ra một số đề xuất liên quan đến tổ chức không gian kiến trúc cảnh quan cho đô thị Đà Nẵng dưới cái nhìn kết hợp đa chiều nhưng phải mang tính hệ thống. (4) Cuối cùng là phần kết luận và nhận định về chủ đề tác giả đã đưa ra.
Abstract - Green planning and green architecture are two important concepts that have been carried out in the urbanization of the world. Firstly, the writer draws some core experiences from the combination between the green planning and green architecture in the application of green technology in the world. This section will inspire some ideas of the systematic and sustainable combination. Secondly, the writer investigates Danang’s planning and architecture with the combination of the Green factors in spacial architectural organization. Thirdly, the writer puts forward some suggestions involved in spacial architectural organization for Danang from the multi-direction and systematic perspective. Lastly, the writer summarizes the key ideas of the paper and draws out conclusion.
Từ khóa - Quy hoạch xanh; Kiến trúc xanh; Công nghệ xanh; Giải pháp; Tổ chức không gian kiến trúc cảnh quan.
Key words - Green planning; Green architecture; Green technology; Solutions; Spacial architectural organization;
1. Đặt vấn đề
Hệ lụy từ chỗ thiếu tầm nhìn đa chiều - hệ thống
Mặc dù lịch sử quy hoạch và kiến trúc đã chứng minh
rằng, từ rất sớm, hai ngành này đã ý thức về sự tác động
lớn đến môi trường, cảnh quan, và đã ý thức về giải pháp
khắc phục (như nhà vườn ở Luân Đôn, chẳng hạn) nhưng
không còn nghi ngờ gì nữa, ngành quy hoạch và xây dựng
hiện nay của chúng ta là thủ phạm chính, trực tiếp, tác động
đến biến đổi khí hậu toàn cầu. Vấn đề không phải là do bản
thân nội tại của ngành quy hoạch và kiến trúc, mà chính là
thiếu cái nhìn hệ thống, đa diện của toàn xã hội. Từ đó dẫn
đến khi tiến hành quy hoạch, kiến trúc và xây dựng, môi
trường, cảnh quan và sinh thái ngày càng bị tác động
nghiêm trọng.
Về mặt nhận thức và lý luận, tính hệ thống và đa diện
trong quy hoạch xanh và kiến trúc xanh đã phát khởi khá
sớm [ 10]. Nhờ vậy, Luân Đôn (Anh), Paris (Pháp), Bắc
Kinh (Trung Quốc) v.v…đã quy hoạch một số đô thị trở
thành những thành phố khổng lồ của thế giới. Tuy nhiên,
sự trì trệ của các nhà quản lý, của chính quyền về chính
sách đối với Kiến trúc xanh và Quy hoạch xanh đã dẫn đến
những hậu quả không thể khắc phục. Ví dụ, Luân Đôn đã
có lý thuyết vườn năm 1898 nhưng mãi đến gần ½ thế kỷ
sau mới phổ biến quy hoạch xanh và kiến trúc xanh một
cách hệ thống. Bắc Kinh đã có quy hoạch xanh từ những
năm 1950 mãi đến gần 30 năm sau mới có cái nhìn hệ thống
khi tiến hành quy hoạch xanh. Và tình trạng ô nhiễm của
Luôn Đôn, Bắc Kinh bây giờ ai cũng thấy rõ… Vì vậy,
Quan điểm hệ thống về quy hoạch xanh và kiến trúc xanh
cần được chú trọng và phát triển.
Tính nhất quán về tầm nhìn, khái niệm
Như chúng ta đã biết, khái niệm quy hoạch xanh, kiến
trúc xanh bao gồm nhiều lĩnh vực nằm ngoài sự kiểm soát
và điều chỉnh của quy hoạch và kiến trúc. Theo một số định
nghĩa hoặc giải thích căn bản về các khái niệm này, không
có một định nghĩa hay giải thích nào mà không nói đến môi
trường hay sinh thái.
Robert and Brenda (1997) cho rằng đó là cách tiếp cận
xanh đối với môi trường xây dựng, đối với quy hoạch xây
dựng. Theo họ, tất cả nguồn tài nguyên phục vụ xây dựng
phải là những vật chất, nhiên liệu hoặc những thứ từ phía
người sử dụng đóng góp thì cần phải được xem xét nếu có
được kiểu kiến trúc bền vững.
Stuart Johnson [12] cũng nói rằng trong quy hoạch ta
phải làm thế nào để giảm thiểu sự tác động đến môi trường.
Cowan và Sim [8] khuyên chúng ta phải làm sao tạo ra
chất lượng tốt nhất trong quy hoạch thiết kế, nhà ở và cảnh
quan với sự hiểu biết đầy đủ, chi tiết về sinh thái, môi trường.
Những từ ngữ như xanh, bền vững, môi trường, sinh
thái và đại loại như vậy có sức gắn kết với nhau trong suy
nghĩ, tầm nhìn và hành động của con người đến nỗi Wooley
[17] và nhóm thiết kế xanh cho rằng các từ này có lúc có
thể thay thế cho nhau.
Tổ chức công nghiệp kiến trúc thuộc BSRLA khẳng định
rằng xây dựng bền vững chính là sự sáng tạo và quản lý đầy
trách nhiệm về môi trường xây dựng dựa trên những nguyên
tắc sinh thái học và tính hữu hiệu của nguồn tài nguyên.
BSRLA đưa ra năm nguyên tắc trong đó có một nguyên tắc
đáng lưu ý: Phải thống nhất các hệ thống lại với nhau
(Systems Integration) và các tiêu chí gọi là xanh phải bao
gồm: Giảm thiểu năng lượng khi sử dụng (Reducing Energy
in Use), hạ mức thấp nhất sự ô nhiễm bên ngoài và tàn phá
môi trường (Minimising External Pollution and
Environmental Damage), giảm thiểu nguồn năng lượng hiện
hữu và sự cạn kiệt tài nguyên (Reducing Embodied Energy
and Resource Depletion) và giảm thiểu ô nhiễm bên trong và
48 Lê Thị Ly Na
những nguy cơ làm phương hại đến sức khỏe con người. Ở
Việt Nam, xu hướng kiến trúc xanh đang hình thành dưới cái
nhìn hệ thống. Mô hình Kiến trúc xanh của Phạm Đức
Nguyên [4] là một ví dụ.
Tuy nhiên, kiến trúc xanh và quy hoạch xanh cũng là một
trong các hợp phần của quy hoạch tổng thể. Tất cả cần đặt
trong một chỉnh thể quy hoạch. Thomas và Mujgan (2012)
khi nói về ý thức toàn diện trong quy hoạch thành phố với
tầm nhìn tương lai trong quyết định cụ thể có nói: “Tất cả
những gì chúng ta cần là hướng tiếp cận đa chiều và hệ
thống trong quyết định quy hoạch”. Trong thực tế, quy
hoạch nói chung và trong quy hoạch xanh, kiến trúc xanh nói
riêng còn nhiều vấn đề phải giải quyết. Ở Đà Nẵng cần đặc
biệt quan tâm đến tính hệ thống. Khi tiến hành quy hoạch
tổng thể trong đó có quy hoạch xanh, một số vấn đề sau có
thể nảy sinh cần bàn luận.
Hình 1. Kiến trúc bền vững và xanh
2. Những vấn đề đặt ra
Thực tế cho thấy vấn đề là: Đà Nẵng cần quy hoạch
xanh và kiến trúc xanh. Nếu vậy, vấn đề có cấp thiết không
và phải như thế nào? Trong giới hạn một bài viết, tác giả
nêu và thảo luận vấn đề như sau:
Hãy lùi lại một ít về lý luận: Lý thuyết về cảnh quan sinh
thái cho thấy cảnh quan tự nhiên khác với cảnh quan văn hóa.
Cảnh quan tự nhiên là nguồn gốc của sự sống tự nhiên, là chiếc
nôi nuôi dưỡng mọi hệ sinh thái và con người. Mất nó là khó
có thể bù đắp. Cảnh quan văn hóa, kể cả quy hoạch xanh và
kiến trúc xanh là những thực thể mà con người tạo ra đáp ứng
với nhu cầu đa dạng của chính mình.
Các động lực tác động vào tự nhiên để làm thay đổi cảnh
quan rất nhiều. Tuy nhiên hiện nay, kinh tế (thuộc cảnh quan
văn hóa) là động lực tác động mạnh nhất, nhanh nhất; nó có
thể làm biến đổi cảnh quan cả 1000 năm chỉ trong một thời
gian ngắn và làm mất hẳn các thuộc tính quan trọng ban đầu
của cảnh quan và hình thành những cảnh quan mới với các
thuộc tính mới khác hẳn cảnh quan ban đầu, phá vỡ mọi sự
cân bằng tương đối đang ổn định trước đó. Sự tác động vào
một địa điểm không chỉ là sự ảnh hưởng tới địa điểm đó mà
là cả một hệ thống đã được giữ cân bằng tương đối từ trước.
Đà Nẵng hiện nay đang đối mặt với những góc lý luận được
mọi người công nhận. Lấy sự tranh luận gay gắt về bán đảo
Sơn Trà vừa qua làm một ví dụ.
Cảnh quan tự nhiên là một hệ thống thống nhất nhiều cấp
bậc, nhiều thành phần có mối quan hệ tương tác đa chiều và
phụ thuộc lẫn nhau trên cơ sở hướng tới một sự ổn định, cân
bằng giữa các thành phần trong hệ thống. Vì vậy có thể nói
cảnh quan tự nhiên là hệ thống kín và có tính cộng sinh cao.
Cảnh quan văn hóa chủ yếu thường được hình thành trên cơ
sở ý chí của một số người có quyền hành và khả năng tài
chính trong xã hội và bị dẫn dắt duy nhất bởi các quy luật
của kinh tế, của thị trường, của chính trị... dẫn đến sự tương
tác, mối quan hệ của hệ thống này rất lỏng lẻo, đôi khi không
có tính cộng sinh, cái này có thể làm ảnh hưởng xấu tới cái
kia... Cảnh quan văn hóa trong các đô thị do con người tạo
nên là hệ thống hở, tiêu tốn tài nguyên, năng lượng và thiếu
tính cộng sinh. Quy hoạch xanh và kiến trúc xanh có thể là
một trong những giải pháp.
Nêu lên như vậy để chúng ta dễ thấy rằng tính hệ thống
trong Quy hoạch và kiến trúc đối với toàn bộ những lĩnh
vực khác phải nằm trong một hệ thống, chịu sự tác động và
bổ sung cho nhau để có hướng phát triển tốt nhất cho tự
nhiên và xã hội.
Cảnh quan văn hóa Đà Nẵng cũng như nhiều thành phố
khác do con người xây dựng nên trước hết vì nhu cầu thiết
thực của cuộc sống, của những vấn đề kinh tế - xã hội. Lịch
sử phát triển Đà Nẵng gắn liền với lịch sử phát triển cảnh
quan văn hóa. Bằng cảm quan ai cũng có thể nhận biết rằng
gương mặt Đà Nẵng dần hiện rõ với vóc dáng của một
thành phố hài hòa giữa cảnh quan tự nhiên và cảnh quan
văn hóa. Nhất là trong thời gian Đà Nẵng là thành phố
thuộc Trung ương, đã tạo nên một cảnh quan văn hóa đầy
ấn tượng: Nhiều công trình công cộng như những con
đường, cây cầu, khu liên hợp, chùa chiền... các khu nhà
ở,v.v... Nhưng cũng từ đây có thể kéo theo nhiều nguy cơ
nếu không nhấn mạnh đến quy hoạch hệ thống trong đó có
quy hoạch xanh và kiến trúc xanh thì Đà Nẵng có thể tự
phá hoại mình. Hãy nhìn những vùng sông, núi, biển của
Đà Nẵng đang mọc lên nhiều công trình xây dựng thiếu
tính hệ thống và thiếu sự kết nối với cảnh quan tự nhiên.
Những người trách nhiệm về môi trường nói rằng Đà Nẵng
có nơi đã quá tải về xây dựng... để thấy rằng đây là thời
điểm vô cùng khẩn thiết cho Đà Nẵng về Quy hoạch xanh
và kiến trúc xanh. Như vậy, Quy hoạch xanh và kiến trúc
xanh là một giải pháp mang tính quy hoạch bắt buộc đối
với Đà Nẵng.Vấn đề là hướng đi như thế nào
3. Kết quả nghiên cứu và bình luận
Đà Nẵng là một đô thị được thiên nhiên ban tặng những
cảnh quan tự nhiên vô giá: biển, sông, núi, đảo và bán
đảo,v.v... Rất may là những thực thể cảnh quan tự nhiên
mang tính kỳ quan như Sơn Trà, Sông Hàn, Ngũ Hành
Sơn... vẫn còn đó dù vừa mới bắt đầu bị xâm hại. Những
thực thể cảnh quan tự nhiên này rất thích hợp để nối kết với
Quy hoạch xanh và kiến trúc xanh; vì thế đó chính là điểm
tựa không gian cảnh quan vững chắc nhất để Đà Nẵng phát
triển cảnh quan văn hóa, trong đó phát triển xây dựng xanh
và kiến trúc xanh một cách hòa hợp và mang lại những giá
trị kinh tế -xã hội cao nhất.
Lý thuyết hệ thống của cảnh quan sinh thái như Helena
Bartolo et al. [7] cho thấy:“Quy hoạch sinh thái phải có
được phương pháp luận hệ thống để kết nối quy hoạch sinh
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 49
thái trong quá trình sáng tạo của nhà quy hoạch”, chúng
ta cần tiếp cận với việc phát triển kiến trúc cảnh quan của
Đà Nẵng theo hướng hình thành một hệ thống đa chức
năng, có khả năng hòa hợp với nhau; xem các yếu tố vật
thể tự nhiên, các yếu tố văn hóa, xã hội phi vật thể, và
những kiến trúc hiện đại mang tính cộng sinh, trong đó có
kiến trúc xanh là những thành phần cấu thành kiến trúc
cảnh quan của Đà Nẵng.
Nhận diện vấn đề của Đà Nẵng hiện nay là các nhà đầu
tư đã vô hình trung đẩy giá trị địa điểm một cách cơ học, rời
rạt; không tính đến những giá trị khác và những xu hướng
mang tính giải pháp trong lý luận của lý thuyết về nơi chốn
như: Đô thị tích hợp (intergral urbanism); Đô thị sinh thái
(ecological urbanism); Đô thị nén, tăng trưởng thông minh
(compact city, smart growth); Phát triển theo định hướng
giao thông công cộng (transit-oriented development- TOD);
Như vậy, giải pháp cần yếu nhất của Đà Nẵng là phải tiến
hành phát triển xu hướng quy hoạch xanh và kiến trúc xanh;
trong đó lấy cảnh quan tự nhiên là những điểm tựa. Làm
được điều này về mặt lý luận là phải kết nối một cách hệ
thống-đa chiều với mọi lĩnh vực liên quan. Quy hoạch tổng
thể là một bản đồ khung cần thiết, nơi cho phép quy hoạch
xanh và kiến trúc xanh nói chung và trong tổ chức cảnh quan
từng địa điểm nói riêng là một yếu tố kết nối trong toàn hệ
thống. Hình 2 và 3 sau có thể là một minh họa:
Hình 2. Hình chiếu mặt ngưỡng trong không gian 2 chiều
Vị thế cố định và các hệ quả cho thấy giá trị ở vùng
mong muốn phải cao hơn tại điểm x, nghĩa là nếu chi phí
thấp hơn x mà vẫn ở vùng mong muốn là có sự sai sót trong
thiết kế hoặc có thất thoát
Chất lượng cố định và các hệ quả. Trường hợp B có vị
thế cao nhưng lại ở vùng có chất lượng thấp nghĩa là có vấn
đề không đúng về giá cả trong quan hệ với giá trị
Hình 3. Giá trị địa điểm (chất lượng và vị thế)
Vận dụng lý thuyết mới của Patrick Wakely và Hoàng
Hữu Phê [3] về vị thế và chất lượng trong xác định giá trị
BĐS của đô thị nêu trên, từ đồ thị số 2, cho thấy ở những
địa điểm có vị thế cao, nhưng lại có giá trị thấp hơn ngưỡng
giá trị sẽ làm cho giá trị đầu vào của các dự án phát triển
KTCQ không phản ánh đúng giá trị thật của nó, vì vậy cũng
làm sai lệch tính hiệu quả của dự án. Điều này phản ánh sự
thất thoát hoặc sai sót trong tính toán giá trị tổng hợp của
địa điểm. Làm ảnh hưởng đến việc phát triển có hệ thống
KTCQ, QHĐT và tổn hại đến hệ sinh thái và là thước đo
quy hoạch xanh và kiến trúc xanh trong đô thị.
Hình 4. Không gian đa chức năng đã tính đến giá trị địa điểm
4.Kết luận
Chưa bao giờ quy hoạch, xây dựng và kiến trúc bị lên
cơn sốt như hiện nay: Có những cơn sốt như là sự phản vệ
của sức khỏe trước sự kiện tốt lành mới. Nhưng cũng có
nhiều cơn sốt, có khi trở nên co giật vì ba lĩnh vực này phân
tán, và không có cơ hội, hay không thể cùng đồng hành,
nối kết với các thực thể, và đơn vị, cá nhân có thẩm quyền.
Nhiều người cho rằng Đà Nẵng là thành phố phát triển năng
động, luôn đổi mới theo hướng phát triển tích cực. Nhưng
quy hoạch tổng thể cho Đà Nẵng, trong đó có quy hoạch
xanh lại đòi hỏi một chiến lược dài hơi, cần được cân nhắc
để nhìn rõ hơn vô số những giá trị hiện hữu đã bộc lộ, còn
trong tiềm năng cũng như sẽ được phát lộ và phát triển
trong tương lai. Jacobs [11]từng nói: “Mục tiêu của Quy
hoạch xanh là tận dụng các hình thái kiến trúc mang những
giá trị hiện hữu có giá trị nghệ thuật – lịch sử.” (như Bảo
tàng Chăm, cầu đi bộ Đà – Lát,..., các chùa, nhà thờ, đình
làng cổ,). Tác giả còn nói thêm:” hoặc làm phong phú thêm
hình thái kiến trúc cũ - mới hài hòa để người ta có thể cảm
nhận được quá khứ đang hiện hữu trong hiện tại và cùng
với hiện tại hướng về tương lai bền vững”.
Chính vì thế, quy hoạch, kiến trúc và xây dựng Đà Nẵng
cần sự chọn lựa vừa an toàn vừa tối ưu cho sự phát triển:
Quy hoạch xanh và kiến trúc xanh trong một quy hoạch
tổng thể và chi tiết, dưới tầm nhìn đa diện và hệ thống, sẽ
chiếu rõ những nguy cơ để tránh và sáng tỏ con đường bước
tới. Điều này sẽ dành cho những bậc chuyên môn sâu và
bàn tay điều khiển của chính quyền.
Giá trị địa điểm (chất lượng và vị thế)
HTKT & HTXH
Các điểm
T
Lịch sử văn
hóa, TT giải
trí và sinh hoạt
cộng đồng Địa
điể
50 Lê Thị Ly Na
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Phan Bảo An (2012) Thành phố cảng Đà Nẵng, Đô thị và các vấn đề xã hội tại thời điểm toàn cầu hóa, (Luận án Tiến Sỹ, Đại học
Frech, Cộng Hòa Pháp).
[2] Bộ Chính Trị (2008), NQ số 33-NQ/TW về Xây dựng và Phát triển
thành phố Đà Nẵng trong thời kỳ CNH, HĐH đất nước.
[3] Hoàng Hữu Phê & Patrick Wakely (2000), Lý thuyết vị thế chất
lượng, Đại học Luân Đôn.
[4] Phạm Đức Nguyên, (2002), Kiến trúc sinh khí hậu – Thiết kế sinh
khí hậu trong kiến trúc Việt Nam, NXB Xây Dựng, Hà Nội.
[5] Tô Hùng, (2014), Tổ chức KTCQ phát triển đô thị theo hướng sinh thái
lấy đô thị Đà Nẵng làm ví dụ. (Luận án Tiến sỹ, ĐHXD Hà Nội).
[6] UBND thành phố Đà Nẵng (2002), QĐ 465/QĐ-17/6/2002 về Phê
duyệt Quy hoạch chung TP Đà Nẵng đến 2020.(tài liệu lưu trữ VP
UBNNTP ĐN).
[7] Bartolo, H. et al (2013), Green Design, Materials and
Manufacturing Process, CRC Press, London.
[8] Cowan, S., Van, S., (1996) Ecological Design, Oisland Press,
Washington, London.
[9] Hall, P. (1990), Cities of Tomorrow, Berkeley and London.
[10] Kassler, E. B. (1964), Modern Gardens and the Landscape
Architecture, The Museum of Modern Art, New York.
[11] Jacobs, S. (2014), Can We Insure a Future for the Past?, California
Historical Society Quartly, Vol.38.No.2 (Jun.,1959). PP.97-100
[12] John, S., (1993), Green Building Environment Impact of Property
[13] Moughtin, C. (1996), Urban Design: Green Dimensions,
Architectural Press.
[14] Robert, L., Thayer, Jr. (1977), Grey World, Green Heart:
Technology, Nature and Sustainable Landscape, Wiley.
[15] Robert, V., Brand, V., (1997), The Real Guide to Sustainable Living
[16] Wolley, T., Kimmins, S., Harrison, P., Harrison, P., (2005) Green
Buiding Hand Book, Spon Press, New York
(BBT nhận bài: 01/11/2017, hoàn tất thủ tục phản biện: 29/11/2017)
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 51
TÍNH NGẮN MẠCH TRONG LƯỚI KẾT NỐI NGUỒN NGHỊCH LƯU
CÓ ĐIỀU KHIỂN ĐIỆN ÁP THẤP LVRT
SHORT CIRCUIT CALCULATION IN A POWER SYSTEM CONNECTED WITH LOW
VOLTAGE RIDE THROUGH INVERTER
Đỗ Công Ngôn1, Cao Wei2 1Đại học Đông Á; [email protected]
2Học viện Điện lực Thượng Hải; [email protected]
Tóm tắt - Bài báo đưa ra một phương pháp tính toán ngắn mạch cho hệ thống lưới điện kết nối với nguồn nghịch lưu có bộ điều chỉnh điện áp thấp. Phương pháp này coi nguồn nghịch lưu sau khi ngắn mạch là một nguồn dòng có độ lớn biến đổi ổn định và không có thành phần một chiều; nhưng đi sâu vào phân tích bộ phận điều khiển của nguồn nghịch lưu, đặc biệt là sự thay đổi ở bộ phận điều khiển điện áp thấp sau khi có sự cố. Sau đó là sử dụng lý luận để tính toán một lưới điện phân phối thực tế, đồng thời phân tích kết quả của phương pháp này, cho thấy phương pháp đã giải quyết được vấn đề mà các phương pháp khác không giải quyết được khi xảy ra ngắn mạch ở gần nguồn hoặc xa nguồn; đồng thời miêu tả đúng bản chất và đặc tính của nguồn nghịch lưu trước và sau khi xảy ra ngắn mạch.
Abstract - This paper presents a short circuit calculation for the electric power system with a low voltage ride through inverter power (LVRT). This method considers inverter power as a current source and there is no direct current (DC) component in the case of inverter interface, and as a current source with a sudden steady current change when subject to grid fault. The next step is to apply the theory to calculate a real inverter control in use, particularly the change after the short circuit of low voltage ride through and lastly analyses the results of the method. This method has solved the problem that other methods cannot at short circuit point at near or far distances from power supply. The paper also describes the nature of the real inverter's source and its controls occurring before and after short circuit.
Từ khóa - nguồn nghịch lưu; LVRT; dòng ngắn mạch; điều khiển công suất; dòng vô công.
Key words - inverter source; LVRT; short circuit; power control; reactive current.
1. Đặt vấn đề
Hiện nay, có khá nhiều nghiên cứu về ngắn mạch trong
lưới điện có nguồn nghịch lưu. Tài liệu [1] đã xây dựng mô
hình toán học nguồn nghịch lưu và sử dụng phần mềm
PSCAD/EMTDC để mô phỏng, từ đó tìm ra đặc tính của
của nguồn nghịch lưu. Tài liệu [2], [3] đã đề cập đến cách
xử lý nguồn nghịch lưu để tính trào lưu công suất và ngắn
mạch, nhưng coi công suất phát ra của nguồn nghịch lưu
trước và sau khi ngắn mạch là không đổi, chưa xét đến bộ
phận điều khiển của nguồn nghịch lưu. Tài liệu [4] đã có
sự phân loại các nguồn PV, PQ để chuyển các nguồn về
dạng nguồn dòng để tính toán ngắn mạch, sau đó dùng
phương pháp cộng gộp để tính mà chưa quan tâm đến bộ
phận điều chỉnh công suất các nguồn nghịch lưu này. Tài
liệu [5] đã phân tích kết quả mô phỏng và coi nguồn nghịch
lưu sau ngắn mạch là nguồn dòng có giá trị không đổi, từ
đó tính dòng ngắn mạch. Tài liệu [6] đã khảo sát đến sự
thay đổi của nguồn phân bố (Distributed Genration - DG)
khi có sự cố ngắn mạch để tính dòng trào lưu công suất và
tính toán ngắn mạch, nhưng dựa trên phần mềm mô phỏng
Matlab/Simulink. Vấn đề về góc pha của dòng ngắn mạch
của nguồn nghịch lưu sau sự cố cũng đã được tài liệu [5],
[6] quan tâm đến.
Trong bài này, xét mô hình toán học của bộ nghịch lưu
khi xảy ra sự cố ngắn mạch với bộ điều khiển điện áp thấp
LVRT, và coi nguồn nghịch lưu sau khi có sự cố ở phía
lưới điện có tính chất như một nguồn dòng có độ lớn biến
đổi một cách ổn định, không vượt quá giới hạn lớn nhất của
bộ nghịch lưu và đồng thời không có thành phần một chiều
trong dòng ngắn mạch [5]; nhưng đi sâu vào phân tích các
trạng thái làm việc trước và sau khi ngắn mạch của bộ phận
điều khiển điện áp thấp. Cuối cùng, đưa ra phương pháp
cải tiến tính toán ngắn mạch cho hệ thống lưới điện có chứa
nguồn nghịch lưu và thực hiện tính toán cho một lưới điện
thực tế. Đồng thời phân tích để thấy rõ đặc tính dòng và bộ
phận điều khiển của nguồn nghịch lưu.
2. Phân tích và phương pháp tính
2.1. Phân tích
Với nguồn nghịch lưu có công suất tương đối lớn và có
bộ điều khiển điện áp thấp, có mô hình toán học như sau
[7], [8]:
Tính toán
công suất
Điều khiển
PQ
SVPWM
1L 1r
1C
,Ld LqV V
p
q
abcdq
Điều khiển
vòng dòng
LineZ
1i
Li LV
isd tribution network1v
(a) Sơ đồ nguyên lý nối mạng của bộ nghịch lưu
refP
1di
1di
PILdV
1L
refQ
LdV
1qi1qi
LqVham dong1
1dv
1qv1L
PI
(b) Hệ thống điều khiển dòng, điều khiển PQ
Hình 1. Sơ đồ nguyên lý và điều khiển
Trong sơ đồ ở trên, Pref, Qref là giá trị công suất đặt của
nguồn nghịch lưu, VLd, VLq là điện áp của lưới điện được
phân tích theo trục d, q, C1, L1, r1 là điện dung, điện cảm
và điện trở của bộ lọc nguồn nghịch lưu; i1q* là dòng điện
52 Đỗ Công Ngôn, Cao Wei
đặt theo trục q của bộ nghịch lưu. Do nguồn nghịch lưu
chứa các thiết bị điện - điện tử nên giá trị dòng này thường
được hãm với giá trị không quá 1,5 lần giá trị dòng định
mức của bộ nghịch lưu [9].
Với nguồn nghịch lưu hoạt động theo nguyên lý điều
khiển công suất P, Q tức là giá trị dòng điện và điện áp sẽ
được điều chỉnh để đảm bảo công suất đầu ra ổn định.
Trong đó, từ giá trị điện áp của lưới điện sẽ xác định được
giá trị dòng nguồn nghịch lưu cung cấp lên lưới. Trong
trường hợp khi phía lưới điện có sự cố, với nguồn nghịch
lưu có bộ điều khiển điện áp thấp LVRT, điện áp đầu cực
nguồn nghịch lưu giảm xuống, thì bộ LVRT vẫn đảm bảo
cho nguồn nghịch lưu có khả năng tiếp tục cung cấp điện,
không bị tách ra khỏi lưới. Từ các tài liệu 3], [4], [5] đã đưa
ra một số phương pháp tính toán cho nguồn này, đều thống
nhất răng vẫn có thể sử dụng được phương trình dòng áp:
..
VYI (1)
Các nguồn truyền thống như máy phát điện đồng bộ và
máy phát điện không đồng bộ vẫn được coi là một nguồn áp,
nên khi tính toán theo suất điện động quá độ "oE và trở kháng
quá độ "dX vẫn có thể sử dụng công thức (2) để tính toán:
"d
."o
.
jXR
EI
(2)
Đối với với nguồn nghịch lưu, ban đầu có thể sử dụng
công thức mặc định (3) để tính toán dòng đưa vào. Nguồn
nghịch lưu được điều khiển công suất P, Q nên luôn đảm
bảo dòng điện không vượt quá 1,5 lần dòng điện định mức
của nguồn nghịch lưu (giá trị này thường 1,1 - 1,3).
.
Ninv
.
I1,5.I (3)
Trong đó, IN là dòng định mức của nguồn nghịch lưu.
Đối với các nút phụ tải sẽ tương đương như một điện
trở cố định được tính như công thức (4); dòng đưa vào băng
0; Si, Vi là công suất và điện áp của phụ tải nút thứ i.
ii
i
SZ
V
(4)
Sau đó, dùng công thức (1) để tìm ra điện áp các nút và
thực hiện tính dòng ngắn mạch băng công thức (5).
n
kj1,j
.
jjk
.
f VYI (5)
Trong đó, f là điểm ngắn mạch; Yjk là điện nạp của đoạn
j, k; Vj là điện áp nút j.
Băng cách như trên, rất đơn giản có thể tìm được dòng
ngắn mạch, và việc tính toán hay lập trình không quá phức
tạp. Nhưng với kết quả tính toán như của một số tài liệu [3],
[4], [5] cho thấy các phương pháp này chưa xét đến sự ảnh
hưởng của các thiết bị bảo vệ, bộ phận điều khiển hoặc chỉ
thích hợp dùng cho các điểm ngắn mạch ở gần nguồn nghịch
lưu, với các điểm xa nguồn nghịch lưu, mặc dù sai số của kết
quả tính toán vẫn năm trong phạm vi cho phép nhưng chưa
tả đúng được bản chất của nguồn nghịch lưu và bản chất thực
tế của nguồn nghịch lưu khi có sự cố xảy ra.
Do vậy, bài báo này sẽ chú trọng đi sâu vào bộ phận LVRT
sau khi sự cố. Tài liệu [6] và [10] đã đề cập đến yêu cầu LVRT
nguồn nghịch lưu khi hòa vào lưới điện như Hình 2.
Với UN là điện áp định mức; IN là dòng điện định mức;
ΔU = U0 - U, U0 là điện áp trước ngắn mạch của bộ nghịch
lưu, U là điện áp sau ngắn mạch; ΔIq = Iq - Iq0 , Iq0 là dòng điện
vô công trước ngắn mạch, Iq là dòng vô công sau ngắn mạch.
Hình 2. Yêu cầu LVRT của nghịch lưu
Từ Hình 2 cho thấy mối quan hệ giữa công suất vô
công (Q) và độ giảm điện áp ở đầu cực nguồn nghịch
lưu. Nếu điện áp đầu cực bị giảm quá 10% thì mỗi 1% điện
áp giảm xuống sẽ cần tăng ít nhất 2% dòng điện vô công Iq
(với thời gian trong khoảng 20 ms, phải đạt tới mức 100%
dòng vô công). Thông qua bộ phận LVRT, dựa vào mức độ
tụt giảm điện áp sẽ quyết định đưa ra dòng Iq tương ứng để
có thể duy trì được điện áp ở mức quy định. Khi xảy ra
ngắn mạch thì nguồn nghịch lưu phát thêm công suất hữu
công (P) cũng chỉ vô ích, mà phát Q mới có tác dụng nâng
cao điện áp đầu cực [10]. Đồng thời lúc này vòng điều
khiển điện áp sẽ bị phá vỡ và chỉ còn lại vòng điều khiển
dòng điện duy trì mức điện áp cực đại Imax = (1,1 ~ 1,5)IN .
2.2. Phương pháp tính
Đầu tiên, nguồn nghịch lưu vẫn dùng công thức (3) để tính
dòng đưa vào, nhưng sau đó tính điện áp các nút thì cần kiểm
tra độ tụt giảm điện áp ở đầu cực nguồn nghịch lưu, độ tụt
giảm điện áp được tính toán theo công thức (6). Trong đó, U0
và U là giá trị ban đầu và sau khi xảy ra sự cố ngắn mạch.
0
0
U - UΔU% .100%
U (6)
1) Nếu ΔU ≤ 10% (tức U ≥ 0,9U0), tương ứng với
trường hợp điểm ngắn mạch cách xa nguồn ngịch lưu,
nguồn nghịch lưu lúc này sẽ vẫn làm việc bình thường, bộ
LVRT sẽ không hoạt động, và dòng Iq, Id của nguồn nghịch
lưu trước và sau khi ngắn mạch không đổi Id = Id0, Iq = Iq0;
dòng đưa vào lưới của bộ nghịch lưu là Iinv = I0. Với Id0, Iq0,
Id, Iq là dòng điện cài đặt và dòng điện thực của của nguồn
nghịch lưu theo hai trục d, q. Công suất P, Q của nguồn
nghịch lưu dùng công thức (7), (8) để tính.
P= U.Id (7)
Q= U.Iq (8)
2) Nếu 10% ≤ ΔU% ≤90% (tức 0,1U0 ≤ U ≤ 0,9U0), lúc
này, bộ phận LVRT của bộ nghịch lưu sẽ hoạt động. Để
nguồn nghịch lưu có thể tiếp tục cung cấp điện thì buộc
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 53
nguồn nghịch lưu tăng lượng vô công Q phát ra. Công suất
vô công và hữu công đưa phát ra như sau:
a) Khi điện áp 0,5U0 ≤ U ≤ 0,9U0, thì sử dụng công thức
(9), (10) và (11) để tính dòng các dòng của nguồn nghịch
lưu, và công thức (7) và (8) để tính công suất P, Q phát ra.
Vì khi điện áp đầu cực bị giảm quá 10% thì mỗi 1% điện
áp giảm xuống sẽ cần tăng ít nhất 2% dòng điện vô công Iq
(với thời gian trong khoảng 20 ms để bù điện áp tụt xuống,
sao cho bù được mức 100% dòng vô công [10]. Từ đó, ta
được dòng điện vô công theo trục q như công thức (9). Qua
đó, tìm được dòng trên trục d là Id theo công thức (10). Vì
dòng cực đại không thể vượt quá giới hạn Imax, dòng cực
đại chính băng tổng dòng của trục d, q.
U%2II q0q (9)
2 2maxd qI I I (10)
maxinv
P jQI I
U
(11)
b) Điện áp giảm 0,1 U0 ≤ U < 0,5U0; dùng công thức
(12) để tính dòng vô công. Lúc này, nguồn nghịch lưu sẽ
không phát công suất hữu công nữa mà toàn bộ phát công
suất vô công, dòng Iq sẽ băng dòng định mức của nguồn
nghịch lưu IN. Công thức (10), (11) để tính dòng đưa vào
của bộ nghịch lưu, công thức (7), (8) để tính công suất vô
công, hữu công.
Nq II (12)
3) Nếu ΔU% ≥ 90% (tức U ≤ 0,1U0), bộ LVRT của
nghịch lưu sẽ bị rơi vào vùng chết, tức phải tách lưới ngay
lập tức. Lúc này, P và Q phát ra đều băng 0, tức dòng đưa
vào lưới của nguồn nghịch lưu cũng băng 0. Để nghiên
cứu sự ảnh hưởng của nguồn nghịch lưu tới dòng ngắn
mạch thì bài báo này khi tính toán sẽ vẫn coi như nguồn
nghịch lưu tiếp tục nối vào lưới điện. Do đó, dù điện áp
giảm rất thấp nhưng nguồn nghịch lưu vẫn không bị tách
ra.
Dựa vào độ tụt giảm điện áp tại đầu cực nguồn nghịch
lưu và yêu cầu của bộ LVRT, sẽ quyết định giá trị Id và Iq
phát ra, tức có thể xác định dòng nguồn nghịch lưu đưa vào
lưới điện.
Dùng công thức (1) để tính ngược lại điện áp các nút,
và đồng thời kiểm tra tính hội tụ của điện áp nút có nguồn
nghịch lưu. Nếu hội tụ, sẽ tính kết quả như công thức (5).
Nếu không hội tụ sẽ tiếp tục tính lại dòng nguồn nghịch lưu
đưa vào. Theo kết quả cho thấy, chỉ cần sau 3 ~ 4 lần lặp
thì kết quả sẽ hội tụ. Cuối cùng là đưa ra kết quả.
3. Thực hiện tính toán cho mạng điện thực tế
Dùng phương pháp đã nêu ở trên, tính toán cho một lưới
điện phân phối như ở Hình 3, các giá trị về lưới điện có thể
tham khảo tài liệu [12].
0 1 2 3 4 111098765 15141312 16 17
18 19 20 21
22 23 24
25 26 27 28 29 30 31 32
Hình 3. Lưới điện 33 nút có chứa nguồn nghịch lưu tại nút 17
Với các bước xử lý và tính toán của phương pháp cũ thì
trong bài báo này sẽ không đề cập đến nữa, như việc xử lý các
nút nguồn như máy phát đồng bộ, không đồng bộ, các nút phụ
tải hoặc tính toán trào lưu công suất, mà trực tiếp sử dụng và
phân tích về những thay đổi. Bài báo này đưa ra hai phương
pháp tính để có thể so sánh kết quả. Hai phương pháp như sau:
Phương pháp 1: Dùng phương pháp tính truyền thống,
tức là vẫn coi nguồn nghịch lưu là một nguồn áp mà khi
xảy ra ngắn mạch thì điện áp quá độ lúc trước và sau khi
ngắn mạch là không đổi.
Phương pháp 2: Dùng phương pháp cải tiến so với tài
liệu [4], [5] đã đưa ra, và được miêu tả ở phía trên. Tức là
coi các nguồn nghịch lưu là nguồn dòng, nhưng giá trị dòng
hữu công và vô công do bộ phận LVRT căn cứ vào giá trị
điện áp sau ngắn mạch quyết định.
Từ kết quả của tính toán trào lưu công suất, điện áp ở
trạng thái làm việc bình thường là U = UN = 1,0436 pu;
Công suất phát ra của nguồn nghịch lưu sẽ là
S = 1,6 + j0,276; dòng điện định mức của nguồn nghịch lưu
là IN = I0 = 1,556; Dòng điện vô công trước ngắn mạch là
Iq0 = 0,276/1,0436 = 0,265; dòng điện hữu công trước ngắn
mạch là Id0 = 1,6/1,0436 = 1,533.
Đầu tiên, giả sử dòng đưa vào lưới của nguồn nghịch
lưu băng 1,5 lần dòng định mức, tức Iinv = 1,5IN, từ đó có
thể tính ra độ sụt điện áp ở đầu nguồn nghịch lưu, mức độ
tụt điện áp đầu cực nguồn nghịch lưu với các vị trí ngắn
mạch tương ứng được biểu diễn như ở Hình 4. Các bước
tính toán cụ thể như sơ đồ tính toán ở Hình 5.
Hình 4. Phân bố giảm điện áp đầu cực
Từ lý thuyết đã được mô tả ở trên và Hình 4 cho thấy,
khi xảy ra ngắn mạch ở các điểm khác nhau, điện áp đầu
cực nguồn nghịch lưu (nút 17) chia làm 3 mức khác nhau
U ≥ 0,9U0; 0,9U0 > U ≥ 0,5U0 và U ≤ 0,5U0. Do đó, bài báo
này chỉ xét một số điểm đại diện cho các các trường hợp
như sau: U ≤ 0,5U0 (1, 2, 3, 5, 15 ~ 18); 0,9V0 > U ≥ 0,5U0
(22 ~ 24) và U ≥ 0,9U0 (19 ~ 21), kết quả được tính như ở
Bảng 1 với các thông số:
If(1), If
(2) là dòng ngắn mạch tính theo phương pháp
truyền thống và phương pháp cải tiến mới (A);
Uinv(1), Uinv
2 là điện áp nguồn nghịch lưu của phương
pháp 1 và phương pháp 2 (pu); Uinv2/U0 là mức độ tụt giảm
điện áp; U0 là điện áp nguồn nghịch lưu trước ngắn mạch;
ΔU% tụt giảm điện áp phần trăm;
Id, Iq là dòng điện vô công và hữu công của nguồn
nghịch lưu (trục d, q) (pu);
P, Q là công suất hữu công và vô công của nguồn
nghịch lưu (pu);
Iinv là dòng điện của nguồn nghịch lưu (pu); Iinv/IN là tỷ số
giữa dòng điện thực tế và dòng định mức của nguồn nghịch lưu.
54 Đỗ Công Ngôn, Cao Wei
Nút nguồn
nghịch lưu
Nút phụ
tải
Thành lập ma
trận dòng vào I
"
dX
0I
ii
i
SZ
U
Độ giảm
điện áp0
Ua
U
Điện áp nút sau
ngắn mạch U
Tụt điện áp %
0
0
( )%
U UU
U
0,9a 0,9a 0,5<a0,9
Chỉnh sửa
ma trận Y
Nguồn nghịch lưu
0 00 0 0
0 0
; ;q d
Q PU I I
U U
0
0
d d
q q
I I
I I
0
2 2
max
2 %q q
d q
I I U
I I I
2 2
max
q N
d q
I I
I I I
d
q
P UI
Q UI
P jQI
U
Dòng ngắn mạch
Kiểm tra hội tụ của điện áp31e
(k) (k 1)U U
Yes
No
Chỉnh sửa ma trận I
Chọn điểm
ngắn mạch f
và xử lý
Nút FDB
Dữ liệu đầu vào
Hình thành ma
trận Y
0,5a
"
.".
d
o
jXR
EI
..
.5,1 Ninv II
n
kjj
jjk VYI
,1
..
f
Hình 5. Sơ đồ phương pháp tính
Bảng 1. Kết quả tính toán
PP truyền thống Phương pháp cải tiến mới
Nút If(1)
(A)
Vinv(1)
(pu) Vinv
(2)/V0 ΔV
%
Id
(pu)
Iq
(pu)
P
(pu)
Q
(pu)
Iinv
(pu) Iinv/IN
If(2)
(A)
Vinv(2)
(pu)
0 10.010 0,143 0,198 80,1 1,739 1,556 0,360 0,322 2,334 1,5 10.115 0,2075
1 9.335 0,142 0,197 80,2 1,739 1,556 0,357 0,320 2,334 1,5 9.439 0,2057
2 6.193 0,136 0,188 81,1 1,739 1,556 0,342 0,306 2,334 1,5 6.286 0,1969
3 4.770 0,131 0,182 81,7 1,739 1,556 0,331 0,296 2,334 1,5 4.856 0,1904
5 2.487 0,114 0,160 83,9 1,739 1,556 0,291 0,260 2,334 1,5 2.562 0,1673
15 696 0,028 0,038 96,1 1,739 1,556 0,070 0,062 2,334 1,5 760 0,0403
16 598 0,007 0,009 99 1,739 1,556 0,017 0,015 2,334 1,5 662 0,0098
17 579 0 0 100 1,739 1,556 0 0 NaN NaN 626 0
18 7.573 0,288 0,380 55,9 1,739 1,556 0,799 0,715 2,334 1,5 7.677 0,459
19 2.576 0,091 0,906 9,4 1,533 0,265 1,450 0,250 1,556 1,0 2.580 0,927
20 2.115 0,955 0,933 6,7 1,533 0,265 1,494 0,258 1,556 1,0 2.118 0,974
21 1.592 1,007 0,983 1,7 1,533 0,265 1,573 0,271 1,556 1,0 1.594 1,0258
22 4.393 0,391 0,517 48,3 1,982 1,231 1,069 0,664 2,334 1,5 4.460 0,5400
23 2.666 0,703 0,752 20,7 2,233 0,679 1,847 0,562 2,334 1,5 2.697 0,823
24 1.912 0,837 0,888 11,1 2,282 0,488 2,116 0,452 2,334 1,5 1926 0,9271
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 55
Từ kết quả ở Bảng 1 cho thấy:
(1) Khi U < 0,9U0, dòng điện của nguồn nghịch lưu đưa
phát ra là 2,334, băng 1,5 lần dòng điện định mức của
nguồn nghịch lưu, trừ lúc ngắn mạch tại nút 17 (tại đầu cực
nguồn nghịch lưu) thì nguồn nghịch lưu không phát công
suất, do đó dòng đưa vào lưới là băng 0.
a) Khi 0,9U0 > U ≥ 0,5U0 (nút 22 ~ 24) bộ phận LVRT
hoạt động, mặc dù nguồn nghịch lưu đã tăng lượng phát công
suất vô công để giữ điện áp đầu cực, do đó dòng điện vô công
Iq (1,231; 0,679; 0,488) đều lớn hơn dòng điện vô công trước
khi ngắn mạch Iq0 = 0,265; nhưng dòng vô công nhỏ hơn dòng
điện định mức IN = 1,556, do đó P, Q cũng biến đổi theo sự
biến đổi của Iq, Id nhưng vẫn bị giới hạn ở giá trị Imax.
b) Khi U ≤ 0,5U0, (nút 0 ~ 18) bộ phận LVRT hoạt
động; lúc này, do yêu cầu ngay lập lức đưa điện áp lên cao,
nguồn nghịch lưu sẽ phát công suất vô công là lớn nhất, và
dòng vô công lúc này cũng là lớn nhất Iq = IN = 1,556. Do
lúc này, dù vòng điều khiển điện áp bị vô hiệu hóa nhưng
vòng điều khiển dòng điện vẫn có khả năng duy trì được
dòng điện của bộ nghịch lưu trong giới hạn cho phép
Iinv = Imax; do đó dòng điện hữu công được giới hạn ở mức
Id = 1,739; khi này dòng điện hữu công Id và dòng điện vô
công Iq đều bị giới hạn, do đó P, Q phát ra sẽ do mức độ tụt
giảm điện áp đầu cực quyết định. Trừ khi ngắn mạch tại
điểm nút 17, công suất phát ra đều băng 0.
(2) Khi U ≥ 0,9U0 (nút 19 ~ 21) điện áp tụt giảm với
mức ΔU% ≤ 10%; bộ phận LVRT của bộ nghịch lưu sẽ
không hoạt động. Theo như lý thuyết, thì P, Q phát ra phải
băng với lúc trước khi ngắn mạch, nhưng lúc này, mặc dù
dòng điện vẫn được duy trì Id = Id0 = 1,533, Iq = Iq0 = 0,265
và Iinv = I0= 1,556, nhưng công suất phát ra sẽ biến đổi theo
sự thay đổi của điện áp đầu cực của nguồn nghịch lưu.
(3) Với điều kiện hội tụ ε = 10-4 thì qua 1 ~ 4 lần lặp thì
điện áp đầu cực nguồn nghịch lưu sẽ đạt tới giá trị hội tụ.
Từ kết quả có thể thấy, tại các điểm ngắn mạch gần
(0 ~ 18, 22 ~ 24), kết quả dòng ngắn mạch ở phương pháp
cải tiến có giá trị lớn hơn so với phương pháp truyền thống.
Điều này chứng minh răng, với dòng đưa vào lưới của
nguồn nghịch lưu khác nhau thì sẽ ảnh hưởng khác nhau
tới dòng ngắn mạch. Tại các điểm ngắn mạch xa, nguồn
nghịch lưu vẫn ở chế độ làm việc bình thường, dòng điện
đưa vào lưới trước và sau ngắn mạch là không đổi, nhưng
khi ngắn mạch ở các điểm gần nguồn nghịch lưu thì dòng
đưa vào là giá trị giới hạn cực đại.
Hình 6. Tỷ lệ sai lệch phần trăm của phương pháp 2
so với phương pháp 1 (%)
So sánh sai lệch kết quả tính toán dòng ngắn mạch của
hai phương pháp như ở Hình 6 cho thấy:
Tại các điểm ngắn mạch gần, đặc biệt tại các điểm ngắn
mạch (15 ~ 17) dùng phương pháp mới có kết quả lớn hơn
so với phương pháp cũ.
Tại các điểm ngắn mạch xa thì kết quả không khác biệt
nhiều (19 ~ 21), bởi vì khi này thì bộ phận LVRT không
hoạt động, dòng điện trước và sau không đổi, lúc này nguồn
nghịch lưu vẫn có thể coi là nguồn áp như trong các phương
pháp truyền thống miêu tả, nên sự ảnh hưởng của phương
pháp tính không nhiều và gần như nhau.
Lý do như sau, ở các điểm ngắn mạch gần (1 ~ 18) thì
điện áp bị hạ thấp, do đó bộ phận LVRT hoạt động, lúc này
bộ phận điều khiển thay đổi trạng thái, dòng điện Iq và Id
thay đổi theo sự tụt giảm điện áp đầu cực nguồn nghịch
lưu. Nên khi này nguồn nghịch lưu giống như một nguồn
dòng. Do đó, theo phương pháp truyền thống coi nguồn
nghịch lưu sau khi ngắn mạch là nguồn áp sẽ không còn
phù hợp nữa.
Mặt khác, trong thành phần dòng ngắn mạch bao gồm
dòng vô công và hữu công có độ lớn phụ thuộc vào giá trị
điện áp ngắn mạch. Theo công thức (9), (10) và (11), từ sự
thay đổi độ lớn thành phần dòng hữu công Id và vô công Iq
đã làm thay đổi góc pha của dòng ngắn mạch nguồn nghịch
lưu. Vấn đề góc pha dòng điện sau ngắn mạch đã được tài
liệu [5], [6] sử dụng Matlab/Simulink mô phỏng đề cập
đến. Từ đó cho ta thấy, việc phân tích thành phần, độ lớn
của dòng điện nguồn nghịch lưu như trình bày ở trên đã
diễn tả đúng bản chất thực tế của nguồn nghịch lưu có bộ
điều chỉnh điện áp thấp LVRT; đồng thời, giải quyết được
các vấn đề mà các nghiên cứu khác chưa đề cập đến hoặc
chưa phân tích sâu như vị trí điểm ngắn mạch so với nguồn
nghịch lưu, giá trị góc pha dòng ngắn mạch của nguồn
nghịch lưu, tính thống nhất của phương pháp để có thể ứng
dụng lập trình tính toán ngắn mạch cho hệ thống lưới điện
có quy mô lớn hơn, phức tạp hơn.
4. Kết luận
Bài viết đã coi nguồn nghịch lưu sau khi ngắn mạch là
một nguồn dòng có độ lớn không đổi, nhưng các thành
phần dòng hữu công và dòng vô công do bộ phận điều
chỉnh điện áp thấp LVRT quyết định. Độ lớn dòng ngắn
mạch, góc pha thay đổi theo giá trị điện áp khi ngắn mạch.
Qua đó, đã xử lý được vấn đề về thành phần, giá trị dòng,
góc pha của dòng ngắn mạch khi xảy ra ngắn mạch ở các
điểm xa, gần nguồn nghịch lưu khác nhau. Đồng thời, diễn
tả được đúng bản chất của nguồn nghịch lưu và bộ phận
điều khiển của nó xảy ra trước và sau khi ngắn mạch. Trên
cơ sở lý thuyết phân tích như trên, được ứng dụng lập trình
trong phần mềm tính toán có sự hội tụ rất nhanh, chỉ
khoảng 1 ~ 4 vòng lặp.
Thông qua ví dụ thực tế và phân tích kết quả cho thấy cách
xử lý với nguồn nghịch lưu trước và sau ngắn mạch, phương
pháp tính toán ngắn mạch mà bài báo đưa ra là hợp lý.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Kong Xiangping, Zhang Zhe, “Study on Fault Current Characteristics and Fault Analysis Method of Power Grid with
Inverter Interfaced Distributed Generation”, Proceedings of the
CSEE, 33(34), 2013, pp. 65-74.
[2] Wang Chenshan, Sun Xiaoqian, “An Improved Short Circuit
Calculation Method for Distribution Network with Distributed Generations”, Automation of Electric Power System, 36(23), 2012.
[3] Xiao Xinxin, Research power flow and short circuit calculation of
distribution network with distributed generations connected, Master
Degree, Shanghai Jiao Tong University, Shanghai, 2008.
[4] Wang Shouxiang, Jiang Xingyue, Wang Chengshan, “A
020
0 1 2 3 5 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24
56 Đỗ Công Ngôn, Cao Wei
Superposition Method of Fault Analysis for Distribution Systems
Containing Distributed Generations”, Automation of Electric Power System, 32(5), 2008, pp 38-42.
[5] Cao Wei, Do Congngon, “Short-Circuit Current Calculation of a
Power System with a Grid Connected Inverter”, Applied Energy and
Power Engineering IV, 2015, pp. 823-828.
[6] Shan Yang, Xiangqian Tong, “Integrated Power Flow and Short
Circuit Calculation Method for Distribution Network with Inverter
Based Distributed Generation”, Mathematical Problems in Engineering, Hindawi Publishing Corporation, Vol. 2016, 2016, pp.
1-10.
[7] Sangita R Nandurkar, Mini Rajeev, Design and Simulation of three
phase Inverter for grid connected Photovoltic systems, Proceedings of Third Biennial National Conference, NCNTE- 2012, Feb 24-25.
[8] Xianwen Bao, Peixuan Tan, Low voltage ride through control
strategy for high-power grid-connected photovoltaic inverter,
Applied Power Electronics Conference and Exposition (APEC),
2013 Twenty-Eighth Annual IEEE, Long Beach, CA, USA.
[9] Dave Turcotte, Fault contribution of grid-connected inverters, IEEE
Electrical Power Conference, October 22-23, 2009, Quebec,
Canada.
[10] W. Winter, A. Dittrich, Advanced grid requirements for the
integration of wind turbines into the German transmission system,
Power Engineering Society General Meeting, 2006, Montreal,
Quebec, Canada.
[11] Dang Ke, Hu Jin, Yang Angui, “Research on Low Voltage Ride
Through Control Strategy of Photovoltaic Inverter”, Power Electroics, 47(11), 2013, pp. 22-24.
[12] Mew E. Baran Felix F. Wu. “Network reconfeiguration in
distribution systems for loss reduction and load balancing”, IEEE
Transactions on Power Delivery, Vol. 4, No. 2, April 1989, pp. 1401-1407.
(BBT nhận bài: 27/11/2017, hoàn tất thủ tục phản biện: 15/01/2018)
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 57
ẢNH HƯỞNG CỦA SÓNG HÀI DÒNG ĐIỆN TRONG ĐỘNG CƠ TỪ TRỞ
INFLUENCE OF HARMONIC CURRENT IN SWITCHED RELUCTANCE MOTORS
Phí Hoàng Nhã1,2, Đào Quang Thủy3, Nguyễn Sơn Tùng1,2, Phạm Hùng Phi1 1Trường Đại học Bách khoa Hà Nội; [email protected]
2Trường Đại học Công nghiệp Hà Nội; 3Bộ Khoa học và Công nghệ
Tóm tắt - Động cơ từ trở (SRM) là động cơ có nhiều ưu điểm nhưng nhiều ứng dụng của nó bị hạn chế bởi tiếng ồn. Một trong những nguồn gốc của tiếng ồn là do mô-men đập mạch. Mô-men đập mạch trong SRM không chỉ do cấu trúc của động cơ sinh ra, mà còn tạo ra bởi sóng hài dòng điện. Dòng điện có thành phần sóng hài bậc cao gây ảnh hưởng lớn đến mô-men và tổn hao trong động cơ. Vì vậy, bài báo tiến hành phân tích, đánh giá những ảnh hưởng của sóng hài dòng điện trong động cơ từ trở. Đồng thời, nhóm tác giả đề xuất giải pháp mới là sử dụng vật liệu vô định hình thay thế thép silic chế tạo stator nhằm cải thiện mô- men đập mạch và tổn hao. Kết quả bước đầu cho thấy tổn hao được giảm đáng kể và hạn chế được mô-men đập mạch trong động cơ.
Abstract - Switched reluctance motor (SRM) has many advantages but its applications are limited by the noise. One of the causes of this noise is the torque ripple which is caused not only by the structure of the motor but also by the harmonic current. The current has high harmonic component that greatly affects torque and loss in the motor. Therefore, in this article the influence of harmonic current in the switched reluctance motor will be analyzed and evaluated. At the same time, new solution using amorphous materials will be discussed to decrease the torque ripple and reduce the loss. The initial results show that the loss is significantly reduced and the torque ripple is limited.
Từ khóa - động cơ từ trở; sóng hài dòng điện; vật liệu vô định hình; SRM, mô-men đập mạch.
Key words - switched reluctance motor; harmonic current; amorphous materials; SRM; torque ripple.
1. Giới thiệu
Động cơ từ trở (SRM) có cấu tạo đơn giản, tốc độ hoạt
động lớn, độ bền cao trong môi trường làm việc phức tạp
và chi phí chế tạo thấp. Mặc dù có những ưu điểm đáng kể
trên, nhưng vẫn còn tồn tại một vấn đề làm hạn chế các ứng
dụng của SRM, đó chính là tiếng ồn lớn. Có nhiều nguyên
nhân gây ra tiếng ồn trong động cơ từ trở, một trong những
nguyên nhân đó là do mô-men đập mạch (gọi là sóng hài
mô-men). Mô-men đập mạch tồn tại trong động cơ từ trở
chủ yếu do cấu tạo của động cơ (cả rotor và stator đều có
cấu tạo cực lồi). Tuy nhiên, dòng điện có thành phần sóng
hài bậc cao (bậc 3, 5, 7, …) cũng là nguyên nhân gây ra
mô-men đập mạch. Một số công trình nghiên cứu đã chỉ ra
ảnh hưởng của sóng hài tới nguồn hay trong các thiết bị
điện nói chung [1], [2]. Công trình [3] đưa ra phương pháp
điều khiển phản hồi vòng kín sóng hài mô-men để giảm
rung/ồn trong động cơ. Hơn nữa, tổn hao sắt do dòng điện
xoáy trong lá thép lõi sắt là một vấn đề lớn, ngay cả trong
trường hợp lõi có cấu tạo đơn giản [4]. Hiện tượng này
thậm chí phức tạp hơn trong trường hợp dòng điện có thành
phần sóng hài bậc cao.
Trong SRM, dòng điện và điện áp khi qua bộ chuyển
mạch là một chiều, nên dạng sóng điện áp và dòng điện có
dạng xung chữ nhật trong điều kiện lý tưởng. Tuy nhiên,
trong thực tế, dòng điện qua bộ chuyển mạch luôn chứa
thành phần sin và sóng hài bậc cao. Sự ảnh hưởng này là
không thể bỏ qua. Vì vậy, bài báo tiến hành phân tích, đánh
giá những ảnh hưởng của sóng hài dòng điện trong động
cơ từ trở, tổn hao do dòng điện xoáy. Từ đó, tác giả đề xuất
phương án nhằm hạn chế ảnh hưởng của sóng hài dòng
điện, giảm sóng hài mô-men trong động cơ từ trở.
2. Ảnh hưởng của sóng hài dòng điện trong động cơ từ trở
2.1. Dạng sóng dòng điện trong động cơ từ trở
Các phương pháp tính toán, phân tích trình bày trước
đây được giới hạn với dạng sóng dòng điện hình sin lý
tưởng. Năm 1984, Venkatraman cho thấy những tổn hao
được tính bằng cách sử dụng phân tích chuỗi Fourier.
Venkatraman giới hạn những phân tích của mình cho dạng
sóng dòng điện hình chữ nhật, nhưng tất nhiên, phương
pháp phân tích Fourier có thể được áp dụng cho bất kỳ dạng
sóng dòng điện nào. Hình 1 biểu diễn dạng sóng dòng điện
không chứa thành phần sóng hài (xung chữ nhật) và dạng
sóng dòng điện chứa thành phần sóng hài. Theo chuỗi
Fourier, dòng điện i(t) với chu kỳ T0 và tần số cơ bản
0
0
1f
T được biểu diễn như sau:
^ ^' ''
1
( ) os( ) sin( )DC k k
k
i t I I c k t I k t
(1)
Trong đó: k là bậc của sóng hài dòng điện.
0
0
0
0 0
^'
0 0
^''
0 0
1( ) os( )
2( ) os( ) k=1, 2,....
2( )sin( ) k=1, 2,....
T
DC
T
k
T
k
I i t c t dtT
I i t c k t dtT
I i t k t dtT
Tín hiệu dòng điện i(t) cũng có thể được biểu diễn dưới
dạng các sóng hình sin: ^
1
( ) sin( )DC k k
k
i t I I k t
(2)
với
2 2^ ^ ^' ''
k k kI I I và
^'
^''
arctan k
k
k
I
I
Theo đó, dòng điện định mức:
58 Phí Hoàng Nhã, Đào Quang Thủy, Nguyễn Sơn Tùng, Phạm Hùng Phi
0
2
0 0
1( )
T
rmsI I i t dtT
(3)
Kết hợp (2) và (3), dòng điện được biểu diễn:
02
^
10 0
^ ^2 2
2 2 2 21 2
1 2
2 2
1
1sin( )
= ... = ...2 2
=
T
DC k k
k
DC DC
DC k
k
I I I k t dtT
I II I I I
I I
(4)
Hình 1. Dạng sóng dòng điện chuẩn và khi có thành phần
sóng hài
2.2. Ảnh hưởng của sóng hài dòng điện trong động cơ từ trở
Điện áp không sin cung cấp cho máy điện nói chung có
thể gây ra hiện tượng phát nóng, mô-men đập mạch, hoặc
tiếng ồn. Trong điều kiện các ứng dụng là tuyến tính, tốc
độ động cơ được điều chỉnh từ biến tần có thể sinh ra các
điện áp bị biến dạng lớn.
Sự quá nhiệt trong rotor trở nên nghiêm trọng hơn khi
điện áp bị biến dạng lớn. Tổn hao lõi và tổn hao phụ trong
máy điện phụ thuộc vào phổ tần số của điện áp cung cấp.
Tổn hao này tăng lên khi động cơ được cung cấp từ biến tần
có tần số sóng hài bậc cao. Nhiệt độ làm việc của động cơ
tăng sẽ làm giảm tuổi thọ động cơ. Động cơ làm việc từng
pha một như SRM là những động cơ bị ảnh hưởng nhiều
nhất. Nhiệt độ tăng không đồng đều trong động cơ, các điểm
phát nóng xuất hiện gần dây dẫn trong phần lõi sắt. Nếu sóng
hài thay đổi theo thời gian, động cơ có thể chịu mức độ biến
dạng đỉnh cao hơn mà không làm tăng nhiệt độ tại chỗ. Điều
này có thể được giải thích là bởi vì nhiệt độ động cơ có thời
gian tăng chậm hơn nhiều so với chu kỳ của sự thay đổi sóng
hài. Connors [5] nhấn mạnh rằng tổn thất sóng hài cũng phụ
thuộc vào đặc tính của động cơ. Các trở kháng tản của động
cơ sẽ tăng tuyến tính với tần số sóng hài.
Mô-men đập mạch được tạo ra bởi sự tương tác giữa từ
thông khe khí và từ thông sinh ra do sóng hài dòng điện
trong rotor. Đối với động cơ có điều chỉnh tốc độ, phân tích
sự cộng hưởng cơ học là cần thiết để tránh thiệt hại do mô-
men đập mạch. Tài liệu tham khảo [6-8] kết luận rằng tiếng
ồn âm thanh được tạo ra bởi sự khác biệt tần số sóng hài
theo thời gian. Do đó, tần số sóng hài cao không thể nghe
được cũng có thể gây ra tiếng ồn âm thanh.
3. Tổn hao dòng điện xoáy trong động cơ từ trở
Hình 2 minh họa dòng công suất trong hệ thống động cơ
từ trở và danh sách các nguồn tổn hao. Mô phỏng phần tử
hữu hạn bao gồm cả tổn hao của bộ biến đổi PvCond và tổn
hao đồng của cuộn dây PvCuAC. Trong đó, Pdc là công suất
đầu vào; Pconv là công suất qua bộ biến đổi; Pmech là công suất
cơ đầu ra; Pshaft là công suất ra trên trục. PvSwitch là tổn hao bộ
chuyển mạch; PvCond là tổn hao dẫn; PvCuAC là tổn hao đồng
trên dây quấn; PvFe là tổn hao sắt; PvFric là tổn hao phụ.
Trong các loại tổn hao trên, dòng điện hài bậc cao đều
có ảnh hưởng gián tiếp. Sóng hài dòng điện trong các bộ
chuyển mạch gây ra các sai lệch điện áp, làm méo điện áp.
Sự ảnh hưởng này gây ra tổn hao trong các bộ chuyển
mạch, PvSwitch. Tuy nhiên, tổn hao do dòng điện hài gây ra,
mặc dù làm ảnh hưởng đến chất lượng của bộ chuyển đổi,
nhưng khá nhỏ so với tổng hao trong động cơ từ trở.
Hình 2. Giản đồ năng lượng và tổn hao trong động cơ
Tổn hao đồng PvCuAC bao gồm tổn hao PvCuDC và tổn hao
do dòng điện xoáy PvCuEddy. Loại thứ hai bao gồm tất cả tổn
hao do dòng điện xoáy trong cuộn dây. Giá trị trung bình
của tổng tổn hao đồng PvCuAC chuyển đổi trong một chu kỳ
điện là sự chênh lệch của công suất đầu ra Pconv và công
suất cơ Pmech, FEM2d:
PvCuAC = Pconv – Pmech, FEM2d (5)
Tổng tổn hao một chiều được tính bằng cách nhân bình
phương giá trị dòng điện hiệu dụng với điện trở của pha Rph:
2
1
.phN
vCuDC phj ph
j
P I R
(6)
Mặt khác,
Rph = RFEM2d + RCoilEnd + Rwiring = RFEM2d + REnd (7)
Tổn hao một chiều được chia thành các tổn hao trong
miền mô phỏng 2d:
2
, 2 2
1
.phN
vCuDC FEM d phj FEM d
j
P I R
(8)
Và tổn hao một chiều trong vòng dây cuối:
2
,
1
.phN
vCuDC END phj END
j
P I R
(9)
Tổn hao dòng điện xoáy có thể được tách ra bằng cách
trừ các tổn hao một chiều từ tổng tổn hao:
PvCuEddy = PvCuAC – PvCuDC (10)
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 59
Tổn hao đồng do dòng điện xoáy trở nên phức tạp khi
dòng điện chạy trong dây quấn tồn tại thành phần sóng hài
bậc cao. Sự gia nhiệt trong dây quấn ở các cực tăng lên, tổn
hao do dòng điện xoáy khi đó cũng tăng lên.
Dòng điện xoáy và sóng hài dòng điện thể hiện sự ảnh
hưởng rõ rệt nhất trong tổn hao lõi sắt. Có thể thấy rằng, đây
là vấn đề tồn tại của máy điện nói chung, không chỉ trong động
cơ từ trở. Việc tính toán tổn hao sắt trong các lá thép của động
cơ từ trở dựa trên công thức thực nghiệm có nguồn gốc trong
các phương trình được Steinmetz đề xuất vào năm 1890. Sau
đó, một số phương trình mở rộng của Steinmetz được đề xuất.
Phương trình chính được tóm tắt ngắn gọn như sau:
. .vFeP k f B (11)
Phương trình (11) thường được trích dẫn như phương trình
của Steinmetz. Nó được định nghĩa khi tần số f là hình sin lý
tưởng và tính toán tổn thất điện năng trung bình theo thời gian.
Bộ ba tham số k, α, β được gọi là các tham số Steinmetz và có
thể tìm thấy trong bảng dữ liệu của nhà sản xuất vật liệu.
Như vậy, tổn hao sắt trong động cơ từ trở phụ thuộc lớn
vào vật liệu chế tạo và các thông số được nhà sản xuất công
bố. Hơn nữa, tổn hao sắt vật liệu nói chung có một phần
nguồn gốc không nhỏ do dòng điện xoáy (dòng Foucault)
chạy trong các lá thép tạo ra. Lõi thép trong trường xoay
chiều sẽ sinh ra các dòng điện xoáy gây tổn thất năng lượng
và tỏa nhiệt.
Trong động cơ từ trở, nếu dòng điện và điện áp có dạng
hình sin chuẩn thì khi qua bộ chuyển đổi, trong SRM không
có sự tồn tại của từ trường xoay chiều. Khi đó tổn hao dòng
Foucault bằng 0. Tuy nhiên, dòng điện luôn tồn tại thành
phần sóng hài (chứa thành phần xoay chiều hình sin) như
phương trình (1), nên trong lõi thép sinh ra tổn hao dòng
điện xoáy. Mặc dù sự ảnh hưởng này chưa lớn, nhưng là
vấn đề không thể bỏ qua [9].
Trong công trình nghiên cứu mới [10], Vasyl Tkachuk
và cộng sự đã chỉ ra tổn thất trong thép là tổn thất từ trễ và
tổn hao dòng điện xoáy. Trong SRM, từ thông rotor cơ bản
có biên độ xung trong các mạch từ riêng biệt, thay đổi từ
giá trị cực đại tới cực tiểu mà không có sự thay đổi cực
tính. Bởi vì tính đơn cực này làm vòng từ trễ rất hẹp và tổn
hao trễ thực tế được bỏ qua. Điều đó có nghĩa là tổn thất
nói chung trong lõi thép là kết quả của dòng điện xoáy. Sự
thay đổi của từ thông tạo ra sức điện động là nguyên nhân
xuất hiện dòng điện xoáy và tổn hao. Sự giao cắt của từ
trường phần ứng được xét bao gồm vòng lặp cơ bản. Chúng
được xuyên qua bởi từ thông thay đổi và tạo thành điều
kiện ngắn mạch cho dòng điện xoáy.
Công suất tổn hao dòng điện xoáy (Foucault) được biểu diễn:
2 2 2 24
3
s f
Foucault
B d k fP
(12)
Trong đó: Bs là cảm ứng từ bão hòa của lõi thép;
d là độ dày của lõi thép;
kf là hệ số đặc trưng;
γ là khối lượng riêng của vật liệu;
f là tần số từ trường xoay chiều;
ρ là điện trở suất của vật liệu.
4. Thảo luận
Sóng hài dòng điện trong động cơ từ trở làm tăng tổn hao
đồng trong dây quấn, tổn hao sắt trong lõi thép và gây ra mô-
men sóng hài là không thể phủ nhận. Các nghiên cứu gần
đây tập trung phần lớn vào chất lượng dòng điện đầu vào và
điện áp đầu ra của bộ chuyển mạch bằng các bộ lọc sóng hài
hay các bộ chỉnh lưu mới [11]. Mặc dù đạt được một số kết
quả có lợi, nhưng các bộ biến đổi và chuyển mạch trở nên
phức tạp, đồng thời loại bỏ được hoàn toàn sóng hài dòng
điện là không thể. Vì vậy, nhóm tác giả tiến hành phân tích,
đánh giá và thấy rằng giảm ảnh hưởng của sóng hài dòng
điện trong động cơ là giải pháp khả quan hơn. Đó là giảm
tổn hao trong động cơ từ trở và giảm sóng hài mô-men.
Theo công thức (12), để giảm tổn hao dòng điện xoáy
cần chế tạo lõi thép có đặc tính giảm cảm ứng bão hoà, giảm
độ dày và khối lượng lõi. Đồng thời lõi thép silic chỉ có thể
sử dụng cho tần số thấp, vì ở tần số cao tổn hao sẽ lớn do
điện trở suất của thép silic thấp. Trong những nghiên cứu
gần đây đã chỉ ra những ưu điểm của một loại vật liệu mới -
hợp kim vô định hình, có thể cải thiện được các đặc tính trên.
Sắt vô định hình là loại vật liệu từ mềm, còn được gọi là thủy
tinh kim loại. Nguyên liệu chính bao gồm: niken, coban,
silic,…. Ở trạng thái vô định hình, nó có điện trở suất cao
hơn nhiều so với các hợp kim tinh thể. Đồng thời, vật liệu
này có khả năng chống ăn mòn, độ bền cơ học cao, có thể sử
dụng ở tần số làm việc cao hơn với các vật liệu tinh thể nền
kim loại. Vật liệu vô định hình không có cấu trúc tinh thể
nên triệt tiêu dị hướng từ tinh thể, vì thế nó có tính từ mềm
rất tốt. Vật liệu vô định hình nền Co còn có từ giảo bằng 0
nên có lực kháng từ rất nhỏ. Đường cong từ trễ của vật liệu
rất hẹp, hẹp hơn so với thép silic - vật liệu từ mềm. Độ dày
tự nhiên của lá thép vô định hình rất nhỏ, điện trở suất lớn
và mật độ khối lượng vật liệu lớn. Một số tính chất lý hóa cơ
bản của vật liệu vô định hình (Metglas 2605SA1) được cho
trong Bảng 1, so sánh với vật liệu silic (M600 – 50A).
Theo Bảng 1, điện trở suất của vật liệu vô định hình lớn
hơn 3 lần so với điện trở suất của thép silic. Khi đó, theo
(12) công suất tổn hao do dòng Foucault cũng được giảm
đi khoảng 3 lần. Hơn nữa, tổn hao lõi sắt của vật liệu vô
định hình (0,22 W/kg) là thấp hơn nhiều lần so với vật liệu
thép silic thông thường (2,8 W/kg). Khi đó, tổn hao lõi sắt
được giảm, tổng tổn hao trong động cơ từ trở sử dụng vật
liệu vô định hình giảm đáng kể so với động cơ chế tạo bằng
thép silic thông thường.
Bảng 1. Đặc tính của sắt vô định hình và thép silic
Vật liệu Sắt vô định hình Thép silic
Mật độ từ thông (T) 1,56 1,8 - 2
Điện trở suất ( cm ) 130 - 170 50 - 60
Độ dày lá thép (mm) 0,03 0,3 – 0,5
Sức căng (kg/mm2) 150 50
Độ cứng Vickers 900 200 - 300
Mật độ khối lượng (g/cm3) 7,18 7,65
Độ từ thẩm vật liệu (H/m) 10.000 - 1.500.000 3.000 - 8,000
Tổn hao lõi sắt tại 1,45T
và 50Hz (W/kg) 0,22 2,8
Mô-men đập mạch trong động cơ từ trở sinh ra do
60 Phí Hoàng Nhã, Đào Quang Thủy, Nguyễn Sơn Tùng, Phạm Hùng Phi
cấu tạo cực lồi của rotor và stator. Chính cấu tạo này
làm cho từ trở động cơ biến thiên theo góc rotor θ. Công
thức thực nghiệm cho mô-men đập mạch được biểu diễn
như sau:
m
ripple
dRT
d (13)
Mặt khác, phương trình chung của mạch từ trong động cơ:
F = Ф.Rm = Ф.(RmAir + RmFe) (14)
Trong đó: F là sức từ động;
RmAir là từ trở khe hở không khí;
RmFe là từ trở lõi thép.
Với từ trở
0
m
r
lR
S (15)
Nếu tỷ số l và S là hằng số thì độ từ thẩm µr tỉ lệ nghịch
với từ trở RmFe.
1~r
mFeR (16)
Từ công thức tính mô-men đập mạch (13), với góc quay
của rotor θ là không thay đổi (θ phụ thuộc vào số cặp cực
rotor/stator), từ trở của động cơ càng nhỏ thì mô-men đập
mạch tạo ra do sự thay đổi liên tục của Rm theo θ càng nhỏ.
Từ trở Rm (14) phụ thuộc vào độ từ thẩm của vật liệu, tỷ lệ
nghịch theo công thức (15). Theo Bảng 1, so sánh độ từ
thẩm giữa hai loại vật liệu vô định hình và thép silic, độ từ
thẩm của sắt vô định hình lớn hơn khoảng từ 3 – 180 lần so
với silic. Đây là thông số hữu ích trong giải quyết vấn đề
mô-men đập mạch của động cơ từ trở.
Hình 3. Đặc tính mô-men của động cơ với hai loại vật liệu
Hình 4. Đặc tính tổn hao sắt của động cơ với hai loại vật liệu
Kết quả cho thấy, động cơ từ trở sử dụng vật liệu vô
định hình có mô-men đập mạch giảm (mặc dù mô-men
xoắn cũng giảm) so với động cơ chế tạo bằng thép silic,
Hình 3. Chênh lệch giữa đỉnh thấp nhất và cao nhất của
mô-men trong SRM làm bằng vô định hình là 24 Nm, với
động cơ sử dụng vật liệu silic truyền thống thì lên tới 34
Nm. Đồng thời, tổn hao lõi sắt trong SRM dùng vật liệu
mới giảm mạnh, được thể hiện trên Hình 4. Kết quả của
nhóm tác giả công bố là kết quả phân tích, đánh giá bước
đầu, để có kết quả đánh giá chuẩn mực thông qua việc mô
phỏng quá trình chuyển hóa vật lý của các thông số động
cơ sẽ được công bố trong thời gian thích hợp.
5. Kết luận
Bài báo này trình bày những phân tích, đánh giá về ảnh
hưởng của sóng hài dòng điện trong động cơ từ trở. Sóng hài
dòng điện là một trong những nguyên nhân khách quan gây
ra mô-men đập mạch và tăng tổn hao trong động cơ. Giải
pháp sử dụng vật liệu vô định hình chế tạo động cơ mang lại
hiệu quả khi giảm mô men đập mạch và hạn chế tổn hao. Có
thể kết luận rằng, ảnh hưởng của sóng hài dòng điện trong
SRM tuy không lớn, nhưng là vấn đề không thể bỏ qua.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] J. F. Fuller, E. F. Fuchs, D. J. Roesler, “Influence of harmonics on
power distribution system protection”, IEEE, Vol. 3, No. 2, April 1988, pp. 549 - 557.
[2] V. E. Wagner, “Effects of Harmonics on Equipment”, IEEE, Vol. 8,
No. 2, April 1993, pp. 672 - 680.
[3] A. C. Koenig, S. D. Pekarek, Feedback-Based Mitigation of Torque
Harmonics in Switched Reluctance Motor Drives, Applied Power
Electronics Conference, APEC 2007, Anaheim, CA, USA, USA.
[4] Christian Carstensen, Eddy Currents in Windings of Switched
Reluctance Machines, Ph. D. Thesis, 2007.
[5] D. P. Connors, D. A. Jarc, R. H. Daugherty, “Considerations in
Applying Induction Motors with Solid-State Adjustable Frequency
Controllers”, IEEE Transactions on Industry Applications, Vol. IA-20, Issue 1, Jan. 1984, pp. 113 - 121.
[6] J. M. D. Murphy and M. G. Egan, “A Comparison of PWM
Strategies for Inverter-Fed Indution Motors”, IEEE Transactions on
Industry Applications, Vol. IA-19, Issue 3, May 1983, pp. 363 – 369.
[7] S. R. Bower and R. I. Bullough, “Harmonic Minimisation in
Microprocessor Controlled Current Fed PWM Drives”, IEE
Proceedings, Vol. 134, No. 1, Jan 1987, pp. 25 - 41.
[8] R. J. M. Melmans, A. J. Vandenput, and W. Geysen, “Influence of
Unbalanced Magnetic Pull on the Radial Stability of Flexible-Shaft
Induction Machines”, IEE Proceedings, Vol. 134, No. 2,
March 1987, pp. 101 - 109.
[9] Kenta Deguchi, Satoshi Sumita, Yuji Enomoto, A 3.7-kW Axial-gap
Switched-reluctance Motor Robustly Designed by Using a
Mathematical Model, International Conference on Electrical Machines (ICEM), 2014, Berlin, Germany.
[10] Vasyl Tkachuk, Marius Klytta, Switched Reluctance Motor and its
Mathematical Model, Compatibility in Power Electronics, 2007,
Gdansk, Poland.
[11] Sang-Hun Lee, Fell-soon Kang, Su Eog Cho, Man Hyung Lee,
“Single-stage power-factor-corrected converter for switched
reluctance motor drive”, Electric Power Systems Reseach, Vol. 76, Issues 6–7, 2006, pp. 534 - 540.
(BBT nhận bài: 30/10/2017, hoàn tất thủ tục phản biện: 12/12/2017)
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 61
EVALUATION OF PROPERTIES OF CONTROLLED LOW-STRENGTH
MATERIAL PRODUCED USING TERNARY MIXTURE OF WASTE RED MUD,
SLAG AND PORTLAND CEMENT
ĐÁNH GIÁ CÁC TÍNH CHẤT CỦA VẬT LIỆU CƯỜNG ĐỘ THẤP CÓ KIỂM SOÁT ĐƯỢC
SẢN XUẤT TỪ HỖN HỢP PHẾ THẢI ĐẤT ĐỎ, TRO XỈ VÀ XI MĂNG
Huynh Trong Phuoc
College of Rural Development, Can Tho University; [email protected]
Abstract - The primary aim of the present study is to evaluate the properties of the controlled low-strength material (CLSM), which is produced using a ternary mixture of red mud (RM), slag, and a small amount of cement. The CLSM samples are prepared with various weight ratios of RM-to-slag (95/0, 85/10, 75/20, and 65/30) and a constant content of 5% cement. Properties of the CLSM are checked at both fresh and hardened stages, including flow ability, setting time, and compressive strength. Additionally, microstructural properties of the CLSM are examined using a scanning electron microscope. Test results show that properties of the CLSM mixtures are acceptable for the job site application. Analysis of the optimal mixture is further conducted based on the test results. Thus, the CLSM sample incorporating 75% RM, 20% slag, and 5% cement exhibits good physical-microstructural characteristics that conform well to the standard requirements.
Tóm tắt - Nghiên cứu này nhằm đánh giá các tính chất của vật liệu cường độ thấp có kiểm soát (controlled low-strength material - CLSM) được sản xuất từ hỗn hợp đất đỏ, tro xỉ và một lượng nhỏ xi măng. Các mẫu CLSM được chuẩn bị với các tỉ lệ đất đỏ/ tro xỉ khác nhau (95/0, 85/10, 75/20 và 65/30) cùng một lượng cố định 5% xi măng. Các tính chất của cả hỗn hợp CLSM tươi và các mẫu CLSM đóng cứng gồm khả năng chảy, thời gian ninh kết và cường độ chịu nén đều được kiểm tra. Hơn nữa, các đặc điểm về vi cấu trúc của các mẫu CLSM cũng được xem xét thông qua kính hiển vi điện tử. Kết quả kiểm tra cho thấy tất cả các tính chất của CLSM đều thích hợp cho ứng dụng ngoài thực tế. Phân tích cấp phối tối ưu cũng được thực hiện dựa trên các kết quả đạt được. Từ đó, mẫu CLSM chứa 75% đất đỏ, 20% tro xỉ và 5% xi măng có các đặc điểm tốt về tính chất vật lý và vi cấu trúc, thỏa mãn các yêu cầu của tiêu chuẩn.
Key words - Controlled low-strength material; red mud; slag; setting time; flow ability; compressive strength
Từ khóa - vật liệu cường độ thấp có kiểm soát; đất đỏ; tro xỉ; thời gian ninh kết; khả năng chảy; cường độ chịu nén
1. Introduction
Controlled low-strength material (CLSM), one of the
well-known materials with self-compacting, high-flow
ability, and low strength characteristics, is used primarily as
an alternative to compacted fill in the backfill application
[1]. The American Concrete Institute (ACI) has suggested a
specific compressive strength value of ≤ 8.3 MPa for a
CLSM at 28 days [2]. In real practice, the strength of the
CLSM is designed according to each specific application. In
case of temporary construction, for example, low-strength
levels of 0.5–2.0 MPa are suggested for future excavation.
However, a normal strength value of about 0.7 MPa is
required for most current backfill applications [3, 4].
In recent years, studies on the production CLSM using
various sources of waste materials and on the application
of the CLSM have been conducted by many researchers in
the world. Katz and Kovler [3] investigated the possibility
of using cement kiln dust (CKD), coal fly ash, coal bottom
ash, asphalt dust, and quarry waste to produce CLSM.
Their results showed that all of the CLSM samples
exhibited good properties with 25–50 wt.% dust contents.
Moreover, the samples containing fly ash (FA) and CKD
showed better properties than other samples due to
pozzolanic and cementing potential of the FA and CKD.
Türkel [4] studied the long-term compressive strength,
water absorption, and extraction procedure toxicity
characteristics of the CLSM produced using class-C fly
ash, crushed limestone sand, and a small amount of
pozzolanic cement. Test results showed that the CLSM
samples exhibited a good flowability and low compressive
strength levels of 1.2 – 2.8 MPa after a year. Nataraja and
Nalanda [5] evaluated the performance of CLSM derived
from FA, rice husk ash (RHA), and quarry dust. Their
results supported the successful application of these
materials in CLSM. The 28-day compressive strength
values of the CLSM samples ranged from 0.05 MPa to
4.2 MPa. Do and Kim [6] investigated the engineering
properties of CLSM containing red mud (RM), ponded ash,
FA, and ordinary Portland cement (OPC). Their results
showed that all of the CLSM samples conformed well to the
requirements of ACI 229 [2] in terms of flowability, bleeding
rate, initial setting time, corrosivity, and compressive strength.
They also found that the incorporation of RM affected all of
the engineering properties of the CLSM significantly.
Horiguchi et al. [7] studied the applicability of CLSM
produced using incinerated sewage sludge ash, crushed-stone
powder, and FA. They reported that the desired strength and
flowability of the CLSM could be obtained with careful
consideration of mix design. Their results also demonstrated a
great potential of applying such solid wastes in CLSM. Taha
et al. [8] evaluated properties of CLSM developed from OPC,
copper slag, cement by-pass dust, and incinerator ash. Their
results proved that it was possible to produce the CLSM
samples from such solid wastes with good properties that met
the standard requirements. In addition, curing conditions were
found to have significant effects on the compressive strength
of the CLSM.
Since the information regarding the use of blended red
mud, slag, and OPC for producing CLSM is limited in the
literature, the present study aims to evaluate the properties
of both fresh and hardened CLSM in order to evaluate the
possible application of this blended material in producing
62 Huynh Trong Phuoc
CLSM. Moreover, microstructure observation and optimal
mixture analysis are also conducted in this investigation.
2. Experimental programs
2.1. Material properties
Various proportions of RM-slag-OPC blends are used
to prepare the CLSM samples for this investigation. The
RM used in this study is sourced from China, whereas the
slag and OPC are sourced from Taiwan. Both RM and slag
are the waste materials of alumina and steel industries,
respectively. These materials are collected and directly
recycled without any pre-treatment process in order to
obtain cost-effectiveness. It is noted that all of the raw
materials used are in dry form. These raw materials are
checked of both physical and chemical properties prior to
use, with the results are shown in Table 1 and Table 2,
respectively. High concentrations of silicon dioxide,
aluminum oxide, and calcium oxide are detected in all of
the raw materials. A high percentage of sodium oxide is
found in RM, whereas a large amount of magnesium oxide
is found in both slag and OPC. In addition, Figure 1 shows
the scanning electron microscope (SEM) images of the raw
materials. It can be seen clearly that RM comprised of
particles with partially round- and angular-shaped, whereas
slag comprises particles with an irregular-shaped.
Moreover, the mean particle size of slag was finer than that
of RM and OPC (Table 2). Thus, the hydration rate of slag
would be greater than that of RM.
Table 1. Physical properties of raw materials
Physical properties RM Slag OPC
Specific gravity 2.72 2.92 3.15
Mean particle size (μm) 9.1 8.8 19.1
Specific surface area (m2/g) 1.59 1.68 1.11
Table 2. Chemical composition of raw materials
Chemical composition (wt.%) RM Slag OPC
SiO2 21.0 39.1 12.5
Al2O3 22.0 13.0 4.6
SO3 0.4 1.9 1.7
CaO 6.2 37.5 68.8
MgO 1.3 7.1 5.8
Na2O 10.5 - -
Others 2.3 2.0 3.3
2.2. Ingredient proportions
In the present study, the same amount of OPC (5%) is
mixed with various amounts of RM and slag (RM/slag
ratios of 95/0, 85/10, 75/20, and 65/30) to prepare the CLSM
samples. In addition, a constant water-to-binder (w/b) ratio
of 0.45 is used for all CLSM mixtures. Thus, the mixture
proportions (by weight of materials) used in the CLSM are
presented in Table 3.
Table 3. CLSM ingredient proportions
Mixture w/b Material proportions (kg/m3)
RM Slag OPC Water
R95S00 0.45 1165.4 0.0 61.3 552.1
R85S10 0.45 1046.0 123.1 61.5 553.8
R75S20 0.45 925.9 246.9 61.6 555.5
R65S30 0.45 804.9 371.4 61.9 557.2
Figure 1. SEM micrographs of RM and slag particles
2.3. Samples preparation and test methods
All of the raw materials are prepared and mixed in a
laboratory mixer, followed by mixing water. Right after
mixing, the fresh CLSM mixture is checked for flow ability
and setting time following the guidelines of ASTM D6103
[9] and ASTM C403 [10], respectively. After that, the CLSM
samples with dimensions of 50×50×50 mm are prepared
for the test of compressive strength. These samples are cured
at room temperature until the testing ages. The
compressive strength test is performed at the sample ages
of 1, 7, and 28 days in accordance with ASTM C109 [11].
The reported result is the average strength value of three
samples from each mixture. In addition, broken pieces of
the 28-day-old CLSM samples that are taken right after the
compressive strength test are soaked in alcohol to stop
hydration and then examined using a SEM.
3. Results and discussion
3.1. Flow ability of fresh CLSM mixture
Table 4 shows the results of flow ability measurement
of fresh CLSM. The ASTM D6103 [9] has suggested a
common flow ability value of greater than 150 mm, which
is acceptable for job site work. Thus, all of the fresh
CLSM produced in this study has good flow ability
performance, with the measured values ranging from 185
RM particles
Slag particles
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 63
to 205 mm. The results shown in Table 4 indicate that the
incorporation of more slag reduces flow ability of the
mixture. This is because of the combined effect of both
the irregular shape of slag particles, which inhibits the
lubricant effect and the very fine slag particles with a high
specific surface area, which absorbs more water on the
particle surfaces and in internal pores, leading to a loss in
flow ability of the fresh CLSM. This behavior is supported
by Hwang and Huynh [12].
Table 4. Flow ability and setting time of fresh
CLSM mixtures
Mixture Flow ability (mm) IS (hour) FS (hour)
R95S00 205 - -
R85S10 200 8.6 13.7
R75S20 190 7.8 12.7
R65S30 185 7.3 11.1
Note: “-” indicates the samples did not set within 24 hours;
IS = Initial setting time; FS =Final setting time.
3.2. Setting time
The IS and FS of the fresh CLSM are measured and
reported in Table 4. The designation for setting time of the
CLSM is based on its specific applications. For example, the
required IS for backfills application suggested by ACI 229
[2] is normally about 4 hours and about 20–35 minutes in
some special cases. In the off-urban area, the IS of the fresh
CLSM may be longer than 4 hours. In addition, the
requirement for FS of the fresh CLSM is ≤ 24 hours in most
of the cases. As can be seen from Table 4 that the IS and FS
of the fresh CLSM mixtures range from 7.3 to 8.6 hours and
from 11.1 to 13.7 hours, respectively. This study also finds
that the CLSM mixture containing more slag registers a
shorter setting time, while the slag-free CLSM mixture does
not harden within 24 hours. As aforementioned, the inclusion
of more slag accelerates the hydration rate, shortening the
setting time of the fresh CLSM mixture. This is in good
agreement with the results that were previously reported by
Nath and Sarker [13]. Therefore, the R95S00 mixture cannot
be used to produce the CLSM due to its delay in setting time.
3.3. Compressive strength
The compressive strength development of the CLSM
samples is presented in Figure 2. As shown, the strength
keeps increasing with the curing time, which is
attributable to the continuous hydration process between
the materials with both cementing and pozzolanic
characteristics [14]. The R95S00 samples with no slag
inclusion do not harden within 24 h, thus their strength
values are not measured.
Meanwhile, the 28-day-old CLSM samples with 10%,
20%, and 30% slag had compressive strength values of 7.4,
10.2, and 16.4 MPa, respectively. Thus, the incorporation
of slag in the CLSM mixture is found to have a positive
strength improvement as more slag associated with greater
strength. This is attributable to a positive effect of
hydration due to the pozzolanic or the cement-like
characteristics of slag. Moreover, the very fine slag
particles greatly contribute to enhancing the hydration rate,
in which slag may act as an accelerator and improve the
CLSM strength [12]. Like the general requirements for job
site application of a CLSM, the 1-day and 28-day
compressive strength values should be ≥ 0.7 and ≤ 8.3 MPa,
respectively [2]. Thus, the strength values of the R85S10
sample fix well to these requirements. In some specific
applications, however, the 28-day strength may be required
to be higher than 8.3 MPa.
Figure 2. Compressive strength development of
the hardened CLSM samples
3.4. Microstructure analysis
The SEM micrographs of the hardened CLSM samples
are displayed in Figure 3. As shown in the figure that the
R65S30 sample has a denser microstructure than the others,
indicating that the incorporation of more slag improves the
hydration degree and thus creates a denser microstructure
with less uncompleted/ unreacted particles. This characteristic
supports the improved strength of the CLSM samples as
presented in Figure 2. However, a close observation on
Figure 3 finds some uncompleted/ unreacted RM and slag
particles and micro-cracks, indicating a not fully reaction
in the system and thus negatively affecting the mechanical
properties of the CLSM. This finding is in line with previous
results reported by Hwang and Huynh [14].
3.5. Analyses for the most suitable mixture
With consideration of green construction and sustainable
development, the use of OPC should be limited due to the
negative impacts on the environment during its use and
production [12]. Therefore, recycling solid waste materials
(RM and slag) as an alternative to OPC in the production
of CLSM is an effective way, which helps to solve the
problem regarding the management of these wastes.
On the other hand, the cost of raw materials is another
important consideration. So far, the cost for RM is much lower
than that of slag. Thus, using more RM in CLSM mixture is
found to have cost-effectiveness. The results of the present
study show that the CLSM mixture incorporating 80% RM,
20% slag, and 5% OPC (R85S10) is the most suitable for the
requirements as above mentioned. This mixture has a flow
ability value of 200 mm, an IS of 8.6 hours, an FS of
13.7 hours, and 1-day and 28-day compressive strength values
64 Huynh Trong Phuoc
of 1.7 and 7.4 MPa, respectively.
Figure 3. SEM micrographs of the hardened CLSM samples
4. Conclusions
The physical and microstructural properties of the
CLSM produced using blended RM, slag, and OPC are
evaluated in this study. The following conclusions may be
drawn from the results of the experiments:
- The flow ability and setting time of the fresh CLSM
decrease with the incorporation of slag in the CLSM
mixtures. However, compressive strength values of the
CLSM samples significantly increase with slag content.
- A denser microstructure is observed at the CLSM
samples containing more slag. This finding supports the
development in the strength of the CLSM.
- The CLSM samples derived from 85% RM, 10% slag,
and 5% OPC have acceptable properties that meet the
current specifications for job site application.
- The results of the present study demonstrate a great
possibility of using RM and slag with a small amount of
OPC in the production of CLSM.
REFERENCES
[1] Siddique R. Utilization of waste materials and by-products in
producing controlled low-strength materials. Resources, Conservation
and Recycling, 2009; 54: 1–8.
[2] ACI 229, Controlled low-strength materials (CLSM): reported by
ACI Committee, 1999.
[3] Katz A., Kovler K. Utilization of industrial by-products for the
production of controlled low strength materials (CLSM). Waste
Management, 2004; 24: 501–512.
[4] Türkel S. Long-term compressive strength and some other properties
of controlled low strength materials made with pozzolanic cement and
class C fly ash. Journal of Hazardous Materials, 2006; B137: 261–266.
[5] Nataraja M.C., Nalanda Y. Performance of industrial by-products in
controlled low-strength materials (CLSM). Waste Management, 2008; 28: 1168–1181.
[6] Do T.M., Kim Y.S. Engineering properties of controlled low strength
materials (CLSM) incorporating red mud. International Journal of Geo-Engineering, 2016; 7: 1–17.
[7] Horiguchi T., Fujita R., Shimura K. Applicability of controlled low-
strength materials with incinerated sewage sludge ash and crushed-stone
powder. Journal of Materials in Civil Engineering, 2011; 23: 767–771.
[8] Taha R.A., Alnuaimi A.S., Al-Jabri K.S., Al-Harthy A.S. Evaluation
of controlled low strength materials containing industrials by-products.
Building and Environment, 2007; 42: 3366–3372.
[9] ASTM D6103, Standard test method for flow consistency of
controlled low strength material (CLSM), 2004.
[10] ASTM C403, Standard test method for time of setting of concrete
mixtures by penetration resistance, 2008.
[11] ASTM C109, Standard test method for compressive strength of
hydraulic cement mortars (Using 2-in. or [50-mm] cube specimens),
2016.
[12] Hwang C.L., Huynh T.P. Characteristics of alkali-activated controlled
low-strength material derived from red mud-slag blends. Key Engineering
Materials, 2017; 753: 343–348.
[13] Nath P., Sarker P.K. Effect of GGBFS on setting, workability and
early strength properties of fly ash geopolymer concrete cured in
ambient condition. Construction and Building Materials, 2014; 66: 163–171.
[14] Hwang C.L., Huynh T.P. Effect of alkali-activator and rice husk ash
content on strength development of fly ash and residual rice husk
ash-based geopolymers. Construction and Building Materials, 2015;
101: 1–9.
(The Board of Editors received the paper on 28/8/2017, its review was completed on 21/9/2017)
R85S10 sample
R75S20 sample
R65S30 sample
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 65
NGHIÊN CỨU PHÂN BỐ ĐIỆN TỪ TRƯỜNG VÀ XÂY DỰNG
MẠCH ĐIỆN THAY THẾ HÌNH T CỦA MÁY BIẾN ÁP LỰC BẰNG
PHƯƠNG PHÁP PHẦN TỬ HỮU HẠN
A STUDY OF ELECTROMAGNETIC DISTRIBUTION AND ESTABLISHING THE T
EQUIVALENT CIRCUIT OF POWER TRANSFORMERS BY FINITE ELEMENT METHOD
Nguyễn Đức Quang
Trường Đại học Điện lực; [email protected]
Tóm tắt - Máy biến áp (MBA) là một phần tử rất quan trọng trong hệ thống truyền tải điện năng. Thực tế trong hệ thống điện, muốn truyền tải và phân phối công suất từ nhà máy điện đến các hộ tiêu thụ một cách hợp lý phải qua nhiều lần tăng và giảm điện áp. Vì vậy, việc nghiên cứu MBA luôn có ý nghĩa thiết thực trong sản xuất và vận hành hệ thống điện. Bài báo trình bày hai mục tiêu nghiên cứu: tính toán phân bố điện từ trường MBA ở các chế độ điển hình và đề xuất phương pháp xây dựng mạch điện thay thế hình T của MBA không qua đo đạc. Do đó, một bài toán điện từ trường trong một cấu trúc MBA ba chiều đã được phân tích và tính toán dựa trên phương pháp phần tử hữu hạn. Phương pháp nghiên cứu được áp dụng tính toán chi tiết với một MBA cụ thể của hãng ABB. Kết quả tính toán được so sánh với kết quả đo từ nhà sản xuất để kiểm chứng mô hình.
Abstract - The transformer is a very important element in the power transmission system. In fact, it is necessary to increase or decrease the voltage several times when transmitting the energy from the power station to consumers. Consequently, researching transformers plays a crucial role in production and operation of the power system. This paper presents two research objectives: to calculate the electromagnetic distribution of transformers and to propose an approach of establishing a T equivalent circuit of transformers without measurement. Thus, an electromagnetic problem in a three-dimensional structure of transformers has been analyzed and calculated based on the finite element method. The research principle is applied in detail with an ABB distribution transformer. The calculated results are compared with the measurements from the manufacturer to verify the model.
Từ khóa - máy biến áp lực; điện từ trường; mạch thay thế hình T; phương pháp phần tử hữu hạn; chế độ không tải; chế độ ngắn mạch
Key words - power transformer; electromagnetic field; T equivalent circuit; finite element method; open circuit mode; short circuit mode
1. Đặt vấn đề
Máy biến áp (MBA) là một trong những phần tử quan
trọng nhất trong hệ thống điện khi chịu trách nhiệm liên kết
phần nguồn, truyền tải và phân phối điện năng. Vì vậy, việc
nghiên cứu MBA là rất cần thiết và là một trong những mối
quan tâm lớn trong lĩnh vực kỹ thuật điện. Trên thế giới,
việc nghiên cứu MBA đã được thực hiện từ lâu, theo nhiều
hướng khác nhau, ví dụ như nghiên cứu về tổn thất của
MBA, qua đó đề xuất một phương pháp mới để làm giảm
tổn thất trong lõi sắt của MBA [1]. Hay như Specht và đồng
nghiệp cũng tìm hiểu về việc giảm tổn thất trong MBA
nhưng thay vì đề xuất một phương pháp tính toán, nhóm
tác giả đã giới thiệu một phương pháp đo mới có thể xác
định tổn thất sắt và tổn thất đồng khi chấp nhận một số sai
số nhỏ liên quan đến biến đổi điện áp, sự thay đổi biên độ
và góc lệch pha [2]. Các nghiên cứu chuyên sâu về cấu tạo,
vật liệu sử dụng để sản xuất MBA cũng là một hướng
nghiên cứu quan trọng. Trong bài báo [3], các tác giả đã đề
cập đến việc giảm tổn thất tiêu hao trong MBA bằng cách
sử dụng lõi từ composite. Bài báo đã chứng minh rằng khi
sử dụng lõi từ composite, nhà sản xuất sẽ thu được điểm tối
ưu giữa chi phí chế tạo máy mà vẫn đảm bảo được chất
lượng tiêu chuẩn. Ngoài những vấn đề bên trong MBA, các
tác động của môi trường cũng có những ảnh hưởng nhất
định đến quá trình vận hành và tuổi thọ của MBA. Bài báo
[4] đã tính toán những tác động của nhiệt độ đến các loại
MBA khô với hai lớp cách điện ở nhiệt độ 155°C và 180°C.
Kết quả cho thấy, dưới tác dụng của nhiệt độ cao, lớp cách
điện bị xuống cấp và lão hóa nhanh hơn. Qua đó, tác giả đã
xây dựng một hệ thống có thể tiên lượng nhiệt độ của MBA
thông qua nhiệt độ môi trường.
Trong bài báo này, tác giả trình bày hai mục tiêu nghiên
cứu. Thứ nhất, nguyên lý hoạt động của MBA nói riêng và
của máy điện nói chung là theo nguyên lý cảm ứng điện từ.
Vì vậy, bài báo muốn giải quyết bài toán điện từ trường
cảm ứng trong cuộn dây và mạch từ của một cấu hình MBA
ba chiều thực tế. Việc tính toán chi tiết phân bố điện từ
trường là quan trọng và có thể là tiền đề cho những nghiên
cứu về phân bố nhiệt cũng như tổn thất trong máy về sau.
Thứ hai, bài báo trình bày một phương pháp xây dựng
mạch điện thay thế hình T của MBA không qua đo đạc.
Mạch điện thay thế của MBA được giới thiệu lần đầu bởi
Steinmetz [5]. Mô hình này gồm hai nhánh có tổng trở
tương đương với cuộn dây sơ cấp, cũng như cuộn dây thứ
cấp của MBA và một nhánh từ hóa tương đương với mạch
từ. Mạch điện thay thế sẽ giúp biểu diễn tính chất điện và
từ của MBA dưới dạng sơ đồ mạch điện. Điều này sẽ giúp
ích cho việc tính toán MBA khi đặt trong hệ thống điện một
cách dễ dàng hơn. Từ trước tới nay, việc xác định các tham
số trong mạch điện thay thế của MBA chủ yếu dựa vào hai
thí nghiệm kinh điển: thí nghiệm không tải và thí nghiệm
ngắn mạch [6]. Việc thí nghiệm MBA là rất cần thiết, tuy
nhiên điều này cũng sẽ kéo theo những đòi hỏi về cơ sở vật
chất và chi phí thực hiện. Vì vậy, bài báo đề xuất một phương
pháp tiếp cận khác để xác định mạch điện thay thế của MBA,
đó là việc kết hợp giữa phương pháp mô phỏng dựa trên phần
tử hữu hạn và phương pháp tính toán giải tích. Phương pháp
nghiên cứu sẽ được áp dụng tính toán với một máy biến áp
phân phối thực tế của hãng ABB. Việc tính toán, xây dựng
mô hình được thực hiện trong cả hai chế độ ngắn mạch và
không tải, nhằm so sánh kết quả tính toán mô phỏng với dữ
liệu của nhà sản xuất để xác thực mô hình.
66 Nguyễn Đức Quang
2. Phương pháp nghiên cứu
Để mô phỏng và tính toán điện từ trường trong MBA,
bài báo nghiên cứu và sử dụng phương pháp phần tử hữu
hạn. Đây là phương pháp số gần đúng để giải các bài toán
được mô tả bằng các phương trình vi phân đạo hàm riêng
trên miền xác định có hình dạng và điều kiện biên bất kỳ
mà nghiệm chính xác không thể tìm được bằng phương
pháp giải tích.
2.1. Phương pháp phần tử hữu hạn
Phương pháp phần tử hữu hạn (Finite Element Method-
FEM) [7, 8] là phương pháp số gần đúng để giải các bài
toán được mô tả bằng các phương trình vi phân đạo hàm
riêng trên miền xác định có hình dạng và điều kiện biên bất
kỳ mà nghiệm chính xác không thể tìm được bằng phương
pháp giải tích.
FEM là một phương pháp đặc biệt có hiệu quả để tìm
dạng gần đúng của một hàm chưa biết trong miền xác định
của nó. FEM sẽ tìm dạng xấp xỉ của hàm cần tìm trong từng
miền con thuộc miền xác định. Phương pháp này rất tổng
quát và hữu hiệu cho lời giải nhiều bài toán về kỹ thuật khác
nhau, từ cơ học đến những bài toán của lý thuyết trường.
Hình 1. Phân rã phần tử hữu hạn một cáp điện lực
Hình 1 biểu diễn sự phân rã một cáp điện lực bốn lõi
thành một số hữu hạn các miền con hay còn gọi là các phần
tử. Các phần tử này được liên kết với nhau tại các điểm định
trước trên biên của nó gọi là nút. Trong phạm vi mỗi phần tử
đại lượng cần tìm được lấy xấp xỉ trong dạng một hàm đơn
giản gọi là các hàm xấp xỉ. Các hàm xấp xỉ này được biểu
diễn qua các giá trị của hàm tại các điểm nút trên phần tử.
Các giá trị này gọi là các bậc tự do của phần tử và được xem
là ẩn số cần tìm của bài toán.
2.2. Phương trình điện từ trường Maxwell
Trường điện từ xuất hiện trong MBA được mô tả bằng
hệ phương trình Maxwell như sau:
Trong đó: E: là cường độ điện trường (V/m);
B: là từ cảm (T);
H: là cường độ từ trường (A/m);
J: là mật độ dòng điện (A/m).
Kết hợp với phương trình biểu diễn đặc tính vật liệu:
Giải phương trình 0div B => B rotA trong đó
A: là véc-tơ từ thế.
Từ đó, ta thu được:
Từ phương trình trên, mật độ dòng điện J(t) trong dây
dẫn sẽ được tính là:
0 0
( ) ( )(t) . ( ) . ( )
t tt t
t t
A AJ J E
Trong đó: : là độ dẫn điện của dây dẫn
E0: là điện trường kích thích, 0 E grad
Việc giải các phương trình vi phân biểu diễn quan hệ
điện từ trường trong một cấu trúc ba chiều như máy biến
áp là vô cùng khó. Vì vậy, tác giả sẽ sử dụng phương pháp
phần tử hữu hạn và giải quyết bài toán bằng công cụ số với
phần mềm Comsol Multiphysics.
2.3. Phương pháp xây dựng mạch điện thay thế của MBA
Một cách tổng quát, đặc tính điện và từ của máy biến
áp có thể được biểu diễn dưới sơ đồ thay thế sau [6]:
Hình 2. Mạch điện thay thế hình T của MBA
Trong đó: U1, I1, 1r , 1x lần lượt là điện áp đặt vào, dòng
điện, điện trở và điện kháng của cuộn dây sơ cấp; U’2, I’
2,'
2r
,'
2x lần lượt là điện áp, dòng điện, điện trở và điện kháng của
cuộn dây thứ cấp đã quy đổi về sơ cấp; I0, mr , mx lần lượt
là dòng điện chạy trên mạch từ, điện trở và điện kháng của
mạch từ, đặc trưng cho tổn hao trong mạch từ của MBA.
Phương pháp đề xuất trong bài báo sẽ kết hợp phương
pháp phần tử hữu hạn – được giải quyết qua công cụ số và
phương pháp giải tích để xác định các tham số trong mạch
điện thay thế của MBA. Để giải quyết điều này, từ mô hình
điện từ trường MBA thiết lập ở bước trên, tác giả sẽ tính toán
MBA trong hai chế độ ngắn mạch và không tải để xác định
các giá trị tương ứng với đồng hồ đo trong sơ đồ mạch. Công
cụ số được sử dụng trong bài báo là phần mềm Comsol
Multiphysics [9]. Sau khi phân tích và tính toán bằng phương
pháp phần tử hữu hạn, phương pháp giải tích sẽ được áp dụng
để tìm các tham số cần tìm trong sơ đồ thay thế của MBA.
Thí nghiệm không tải
Thực hiện thí nghiệm không tải để xác định các tham
số của mạch từ rm, xm. Sơ đồ thí nghiệm được thể hiện như
Hình 3.
Đặt vào cuộn sơ cấp điện áp U1 bằng điện áp định mức của
MBA, phía thứ cấp để hở mạch. MBA cũng sẽ được mô phỏng
ở chế độ hở mạch để tính toán các giá trị tương ứng trong sơ
đồ mạch I0, P0, U20 bằng phương pháp phần tử hữu hạn.
t
BrotE
0div B
rotH J
0 r B H
( )0
t t
rotA ArotE + rot E
t
AE grad
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 67
Hình 3. Sơ đồ thí nghiệm không tải MBA
Hình 4. Tính toán giải tích xác định tham số
(a) Chế độ không tải; (b) Chế độ ngắn mạch
Dựa vào các giá trị xác định được từ mô hình, áp dụng
tính toán giải tích, các tham số của mạch từ hóa trong sơ
đồ thay thế được xác định (Hình 4a).
Thí nghiệm ngắn mạch
Thực hiện thí nghiệm ngắn mạch để xác định các tham
số của cuộn dây sơ cấp 1r , 1x và cuộn dây thứ cấp '
2r ,'
2x .
Sơ đồ thí nghiệm được thể hiện như Hình 5.
Thí nghiệm ngắn mạch được thực hiện khi nối ngắn
mạch dây quấn thứ cấp, trong khi dây quấn sơ cấp được đặt
vào một điện áp thấp, tăng dần điện áp đến khi dòng điện
trên cuộn sơ cấp có giá trị bằng dòng định mức I1n = I1đm. Mô hình FEM của MBA sẽ được xây dựng ở chế độ ngắn
mạch tương tự như sơ đồ để xác định các giá trị Un, In, Pn.
Hình 5. Sơ đồ thí nghiệm ngắn mạch MBA
Từ các giá trị thu được, áp dụng tính toán giải tích (Hình
4b), các tham số của mạch sơ cấp và thứ cấp quy đổi trong
sơ đồ thay thế sẽ được xác định.
Phần tiếp theo của bài báo, tác giả áp dụng phương pháp
đề xuất để nghiên cứu, tính toán một MBA phân phối cụ
thể trong thực tế.
3. Áp dụng tính toán MBA ABB 86,6/8,66kV
Máy biến áp nghiên cứu là MBA phân phối một pha có
cấp điện áp 86,6/8,66kV, công suất 25MVA, do hãng ABB
sản xuất với mã hiệu VN1246. MBA được làm mát bằng
dầu, cấu tạo gồm 3 phần chính: phần vỏ máy, phần lõi thép
mạch từ và dây quấn [10].
Hình 6. Thiết kế mặt ngoài và mạch từ-cuộn dây của
MBA ABB VN1246
Mạch từ kiểu ba trụ, chiều ngang tổng 2.073 mm, chiều
cao 2.328 mm. Trụ giữa rộng 735mm, cao 1.618 mm, hai
trụ bên rộng 355 mm. Độ dày mạch từ 735 mm.
Hình 7. Mặt cắt sơ đồ quấn dây trong lõi MBA nghiên cứu
Cuộn hạ áp được làm bằng đồng, điện áp định mức 8,66
kV, dòng điện định mức 2.887 A, gồm 54 vòng dây, tiết
diện dây dẫn 727,65 mm2. Cuộn cao áp làm bằng đồng điện
áp định mức 86,6kV, dòng điện định mức 260 A, gồm 600
vòng dây, dây dẫn có tiết diện 62,76 mm2.
Dựa vào thông số cấu hình cụ thể của MBA nghiên cứu,
mô hình của máy sẽ được phân tích và tính toán chi tiết.
MBA ABB VN1246 được vận hành thực tế ở chế độ hạ áp,
cuộn cao áp đóng vai trò cuộn sơ cấp và cuộn hạ áp đóng
vai trò cuộn thứ cấp.
Hình 8. Mô hình hình học và bề mặt cuộn sơ cấp đặt nguồn
68 Nguyễn Đức Quang
Dây quấn trong MBA được quấn kiểu đồng tâm, cuộn
dây hạ áp ở trong và cao áp ở ngoài. Số vòng dây, độ dày
và vị trí tương ứng của các cuộn dây đã được miêu tả chi
tiết ở phần trên. Cuộn dây sơ cấp và thứ cấp được mô hình
hóa là các cuộn dây mỏng với số vòng dây lần lượt là Np
và Ns tương ứng. Lõi sắt của MBA được làm bằng vật liệu
sắt từ với đường đặc tính từ hóa B-H phi tuyến.
Hình 9. Mô hình lưới hóa MBA nghiên cứu
Để giải các phương trình vi phân điện từ trường tương
ứng đã trình bày trong phần 2.2 của bài báo, tác giả sử dụng
phương pháp phần tử hữu hạn, chia nhỏ MBA nghiên cứu
thành các miền nhỏ bằng cách lưới hóa như Hình 9. Mô
hình được phân rã thành 72.325 miền phần tử, số bậc tự do
cần tính toán là 97.780.
Tính toán chế độ không tải
Đặt vào cuộn sơ cấp dòng xoay chiều tần số 50Hz, nguồn
1 86,6 2 sin 100u t kV , cuộn thứ cấp để hở mạch như
Hình 2. Trong tính toán mô phỏng, mô hình phần tử hữu hạn
của MBA phía thứ cấp cũng sẽ được nối với một mạch hở.
Mô hình tính toán theo trục thời gian, Hình 10 biểu diễn
phân bố mật độ dòng điện trên cuộn dây và từ trường chạy
trong mạch từ của MBA nghiên cứu tại thời điểm t=0,0135s.
Ta nhận thấy rằng, dưới tác dụng của dòng sinh ra trong cuộn
sơ cấp, từ thông cảm ứng sinh ra chạy trong mạch từ và đi
xuyên, móc vòng qua cuộn thứ cấp. Từ trường cảm ứng này
sẽ sinh ra dòng điện cảm ứng trên cuộn thứ cấp. Phân bố từ
trường và mật độ dòng điện được tính toán và biểu diễn chi
tiết, cả về phương chiều và độ lớn. Nhận thấy rằng từ trường
cảm ứng xuất hiện trên mạch từ phân bố nhiều ở gần cuộn
dây, đặc biệt tập trung ở phần đỉnh nhọn do đây là phần từ
thông khép vòng với quãng đường ngắn nhất. Điều này hoàn
toàn tương hợp với lý thuyết.
Hình 10. Phân bố điện từ trường trong MBA nghiên cứu ở
chế độ không tải tại t=0,0135s
Phân bố từ trường cảm ứng trong mạch từ được hiển thị
rõ nét ở Hình 11.
Hình 11. Phân bố từ trường trên mặt cắt mạch mạch từ của
MBA nghiên cứu ở chế độ không tải tại t=0,0135s
Các giá trị điện áp, dòng điện và công suất tính toán
được trong chế độ không tải lần lượt là:
Hình 12. Điện áp đặt vào cuộn sơ cấp và điện áp cảm ứng
thu được trên cuộn thứ cấp ở chế độ không tải MBA
Hình 13. Dòng điện trên cuộn sơ cấp và thứ cấp ở
chế độ không tải MBA
Khi hở mạch thứ cấp MBA, dòng điện phía thứ cấp thu
được phải bằng 0. Như vậy kết quả mô phỏng hoàn toàn
phù hợp. Các giá trị xác lập của điện áp, dòng điện và công
suất tính toán được thể hiện ở bảng sau:
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 69
Bảng 1. Giá trị xác lập tính toán khi MBA ở chế độ không tải
U20 (kV) I0 (kV) P0 (kW)
8,27 2,91 11,24
Tính toán chế độ ngắn mạch
Mô hình FEM của MBA sẽ được thay đổi điều kiện biên
tương ứng. Lúc này, hai đầu cuộn dây thứ cấp sẽ được nối
tắt bằng cách ghép với mạch ngoài có tổng trở vô cùng bé.
Điện áp đặt vào cuộn sơ cấp sẽ được tăng dần đến khi dòng
điện thu được trên cuộn sơ cấp có giá trị bằng với dòng
điện định mức (288,7A).
Hình 14. Phân bố điện từ trường trong MBA nghiên cứu ở
chế độ ngắn mạch tại t=0,0135s
Điện áp đặt vào cuộn sơ cấp và điện áp cảm ứng trên
cuộn thứ cấp thu được là:
Hình 15. Điện áp trên cuộn sơ cấp và thứ cấp của
MBA ở chế độ ngắn mạch
Hình 16. Điện áp trên cuộn thứ cấp của
MBA ở chế độ ngắn mạch
Điện áp thứ cấp gần như bằng 0, giá trị này không mượt
mà có độ nhiễu (Hình 16). Điều này có thể được giải thích
do việc tính toán số học của các phép lặp có những sai số
nhất định. Tuy nhiên, dao động biên độ của giá trị điện áp
này không lớn và giá trị trung bình xấp xỉ bằng 0.
Các giá trị xác lập của điện áp, dòng điện và công suất
tính toán được thể hiện ở Bảng 2.
Bảng 2. Giá trị xác lập tính toán khi MBA ở chế độ ngắn mạch
Un (kV) In (kV) Pn (kW)
8,49 288,02 127,63
4. Kết quả và thảo luận
Sau khi tính toán bằng phương pháp phần tử hữu hạn
MBA nghiên cứu ở hai chế độ không tải và ngắn mạch, ta
thu được mật độ dòng điện trên cuộn dây sơ và thứ cấp, cũng
như phân bố từ thông trên mạch từ của MBA. Để xác lập mô
hình và phương pháp, tác giả sẽ so sánh kết quả mô phỏng
thu được với các giá trị đo đạc do nhà sản xuất cung cấp [10].
Bảng 3. So sánh kết quả tính toán và kết quả đo đạc của MBA
Chế độ không tải Chế độ ngắn mạch
Mô
phỏng
Thực
nghiệm
Sai
số %
Mô
phỏng
Thực
nghiệm
Sai số
%
U20(kV) 8,27 8,66 4,50 Un(kV) 7,56 8,55 11,57
I0(A) 2,91 3,10 6,19 In(A) 288,02 288,7 0,24
P0(kW) 11,24 11,75 4,34 Pn(kW) 121,41 128,6 5,59
Qua bảng so sánh, ta thu được sai số giữa mô hình mô
phỏng và kết quả đo từ nhà sản xuất ở các giá trị điển hình
của hai chế độ. Với chế độ không tải, sai số lớn nhất là
6,19% tương ứng với dòng điện không tải. Các giá trị khác
là điện áp không tải U20 và công suất không tải P0 sai số chỉ
xấp xỉ 4%. Tuy nhiên, sai số biến động nhiều khi tính toán
mô hình ở chế độ ngắn mạch. Sai số nhỏ nhất và lớn nhất
đều tập trung ở chế độ này. Sai số nhỏ nhất tương ứng với
dòng điện ngắn mạch In và lớn nhất tương ứng với điện áp
ngắn mạch Un. Thực tế, sai số vô cùng nhỏ tương ứng với
In là hợp lý. Do ở chế độ này, điều kiện đầu vào là điện áp
đặt vào cuộn sơ cấp tăng dần cho đến khi dòng điện chạy
trên cuộn sơ cấp có giá trị bằng định mức thì dừng lại. Tuy
nhiên, điều đáng tiếc là điện áp ngắn mạch thu được lại có
một sai số đáng kể (11,57%) với điện áp ngắn mạch cung
cấp bởi nhà sản xuất. Điều này được giải thích bởi mô hình
mô phỏng dù chi tiết đến đâu cũng dựa trên các hàm xấp xỉ
nên luôn có một sai số nhất định với thực tế.
Từ kết quả mô phỏng, kết hợp với chuỗi giải tích trình
bày như Hình 4, các thông số của mạch điện thay thế hình
T của MBA nghiên cứu sẽ được xác định.
00 12
0
1327,33m m m
Pr r r r r
I
10
0
29759,45dmm m
UZ Z Z
I
2 20 0 0 29729,83m mx Z r x x
26,25nn
n
UZ
I
21,46n
nn
Pr
I
70 Nguyễn Đức Quang
'1 2 0,73
2nrr r
2 2 26,21n n nx Z r
'1 2 13,11
2nx
x x
Hình 17. Mạch điện thay thế hình T của MBA nghiên cứu
5. Kết luận
Bài báo trình bày hai mục tiêu nghiên cứu: tính toán
điện từ trường phân bố và đề xuất phương pháp xác định
tham số của mạch điện thay thế hình T của MBA không
qua đo đạc. Mối quan hệ điện từ trường trong MBA được
mô tả bằng các phương trình Maxwell. Việc áp dụng và
giải các phương trình vi phân này bằng phương pháp giải
tích là vô cùng khó, do đó bài báo đã đề xuất tính toán theo
phương pháp phần tử hữu hạn bằng công cụ số Comsol
Multiphysics. Phương pháp nghiên cứu đã được áp dụng
vào tính toán một MBA phân phối thực tế do ABB sản xuất.
Phân bố điện từ trường trong cuộn dây và mạch từ của
MBA được tính toán chi tiết ở hai chế độ không tải và ngắn
mạch. Sự phân bố về mật độ cũng như chiều dịch chuyển
của điện từ trường trong các cuộn dây và mạch từ của MBA
trong các chế độ nghiên cứu khác nhau, cùng với các kết
quả tính toán được về điện áp và dòng điện cảm ứng, đều
tương hợp với lý thuyết. Dựa vào kết quả tính toán MBA ở
chế độ không tải và ngắn mạch, mạch điện thay thế hình T
của MBA được thành lập. Các kết quả tính toán điển hình
ở hai chế độ này cũng đã được so sánh với kết quả đo đạc
cung cấp bởi nhà sản xuất để kiểm chứng mô hình. Việc
xây dựng mô hình FEM của một MBA trong không gian
ba chiều có ý nghĩa trong việc xác định phân bố điện từ
trường trong máy. Điều này sẽ giúp ích cho việc nghiên
cứu phân bố nhiệt và tổn thất trong quá trình thiết kế và chế
tạo MBA nói riêng và máy điện nói chung
Lời cảm ơn
Tác giả gửi lời cảm ơn trân trọng tới TS. Nguyễn Xuân
Hòa, chuyên gia máy biến áp của Công ty ABB Việt Nam
đã giúp đỡ về mặt số liệu trong quá trình thực hiện nghiên
cứu này.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Guemes Alonso, JosC Antonio, A New Method for Calculating of
Leakage Reactances and Iron Losses in Transformers, Electrical Machines and Systems, 2001, ICEMS 2001. Proceedings of the Fifth
International Conference.
[2] T. R. Specht, L. B. Rademacher, H. R. Moore, Measurement or Iron
and Copper Losses in Transformers, Transactions of the American
Institute of Electrical Engineers, Part III: Power Apparatus and Systems, August 1958.
[3] Themistoklis D. Kefalas; Antonios G. Kladas, Reduction of cost and
losses of transformers by using composite magnetic cores, 2014
International Conference on Electrical Machines (ICEM).
[4] M. Bagheri, A. Subraman, S. Bhandari, S. Chandar, S. Nadarajan,
A. K. Gupta, S. K. Panda, Thermal Prognosis of Dry-type
Transformer: Simulation Study on Load and Ambient Temperature Impacts, IECON 2015-41st Annual Conference of the IEEE
Industrial Electronics Society.
[5] C. P. Steinmetz, Theory and Calculation of Alternating Current
Phenomena, McGraw Library, 1897.
[6] Vũ Gia Hanh, Trần Khánh Hà, Phan Tử Thụ, Máy điện 1, NXB Khoa
học kỹ thuật, 1998.
[7] Joseph A. Edminister, Theory and Problems of Electromagnetics,
Schaum’s outline series McGraw-Hill, 1993.
[8] N. Ida, J. P. A. Bastos, Electromagnetics and Calculation of Fields,
Springer-Verlag New York, 1999.
[9] “Comsol Multiphysics User’s Guide”, This documentation and the
programs described here are furnished under the Comsol Software License, 5/2012.
[10] ABB Ltd., Test report No. VN1246, Applied Standards IEC 60076,
date of issue 07/2016.
(BBT nhận bài: 18/10/2017, hoàn tất thủ tục phản biện: 12/12/2017)
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 71
NGHIÊN CỨU THIẾT KẾ HỆ THỐNG GIÁM SÁT – ĐIỀU KHIỂN TỪ XA CHO
LƯỚI PHÂN PHỐI ĐIỆN HẠ ÁP
REASEARCH AND DESIGN REMOTE MORNITORING – CONTROL SYSTEMS FOR
LOWER VOLTAGE DISTRIBUTION GRID
Lê Xuân Sanh, Trần Vũ Kiên
Trường Đại học Điện lực; [email protected], [email protected]
Tóm tắt - Cùng với sự phát triển của khoa học và công nghệ, các công ty điện lực đang từng bước ứng dụng nhiều thành tựu của kỹ thuật điện tử, thông tin, máy tính, điều khiển, v.v… nhằm hiện đại hóa lưới điện. Lưới điện phân phối có ảnh hưởng lớn đến chất lượng điện năng của khách hàng và hiệu quả kinh doanh nên các trạm biến áp phân phối và tủ hạ áp trung gian cần được tự động hóa giám sát, đo lường từ xa. Bài báo giới thiệu kết quả nghiên cứu, chế tạo tủ phân phối hạ áp, có thể điều khiển việc đóng cắt, giám sát các thông số của lưới điện, quản lý điện năng từ xa nhằm đảm bảo cho hệ thống điện vận hành an toàn, tối ưu, kinh tế và cung cấp điện cho khách hàng với độ tin cậy cao, chất lượng điện năng được nâng cao.
Abstract - Along with the development of science and technology, the power company is gradually applying many achievements of electronic, information, computer, control technologies, etc to modernize the power grid. Power distribution grids have a great impact on the customer's power quality and business performance, so distribution substations, intermediate low voltage cabinets need to be automated, remotely monitored. This article is the result of the research and fabrication of low voltage distribution cabinets which can remotely control the switching, monitor of grid parameters, manage power to ensure the power system safe, economical, reliable operation and provide customers with high reliability, quality of power supply.
Từ khóa - đo lường giám sát hạ áp; hệ thống quản lý điện năng; lưới điện phân phối; tủ phân phối; tự động hóa lưới điện phân phối.
Key words - automation distribution; distribution cabinets; distribution grid; measurement and monitoring low voltage grid; power management systems.
1. Đặt vấn đề
Hiện nay, lưới điện phân phối hạ áp được các công ty
điện lực lắp đặt các thiết bị đóng cắt (aptomat) thao tác
bằng tay và thực hiện tại chỗ, nhà quản lý điện chưa kiểm
soát được tình hình mất điện, nếu xảy ra sự cố thì phải mất
nhiều thời gian mới có thể cung cấp điện trở lại cho khách
hàng. Hệ thống đo đếm điện năng đang từng bước được
chuyển từ thế hệ công tơ cơ sang công tơ điện tử, tuy nhiên,
vấn đề đồng bộ chốt chỉ số các khách hàng và của cả trạm
biến áp chưa được thực hiện tốt, dẫn đến chưa đánh giá
chuẩn xác tổn thất điện năng của trạm biến áp, chưa xây
dựng được đồ thị phụ tải theo thời gian thực.
Đứng trước thách thức đó, nhóm tác giả đã nghiên
cứu, chế tạo tủ phân phối hạ áp với các chức năng: Tự
động thu thập và giám sát số liệu (các tham số dòng, áp,
công suất, hệ số công suất và điện năng); giám sát trạng
thái các thiết bị đóng cắt; điều khiển đóng cắt từ xa với
thời gian thực. Kết quả này sẽ giúp nâng cao độ tin cậy
cung cấp điện, nâng cao chất lượng điện năng, giảm chỉ
số SAIDI và SAIFI, giảm nhân công vận hành, xác định
chính xác tổn thất tại từng thời điểm hay trong một
khoảng thời gian.
2. Xây dựng mô hình giám sát và điều khiển
2.1. Cấu trúc hệ thống
Với tình hình vận hành thực tế hiện nay, hệ thống được
chia làm 3 tầng (Hình 1): Tầng trên cùng là tầng trạm chủ
(quản lý, giám sát và điều khiển), tầng giữa là truyền thông,
dưới cùng là cấp hiện trường. Trong đó, trạm chủ bao gồm
máy chủ số liệu, máy chủ backup, màn hình giám sát, máy
in và các thiết bị ngoại vi; tầng truyền thông đối với các
trạm phân phối, với bán kính quản lý không xa nên đơn
giản, thường sử dụng truyền thông internet (có dây); tầng
hiện trường bao gồm các cảm biến, các phần tử đo lường
(biến dòng điện, biến điện áp, đồng hồ đo công suất tác
dụng, phản kháng) và các phần tử đóng cắt (aptomat có thể
đóng cắt từ xa). Chức năng cụ thể của mỗi tầng như sau:
Hình 1. Mô hình giám sát và điều khiển tủ phân phối
- Cấp hiện trường: Không chỉ cho phép thu thập dữ liệu
(đo lường các thông số điện, môi trường, trạng thái thiết bị
v.v…) và truyền về trung tâm, mà còn nhận lệnh từ trung
tâm thực thi các điều khiển đóng, cắt điện. Ngoài ra, hệ
thống sẽ tự động vận hành theo các kịch bản điều khiển đã
được cài đặt trước đó.
- Truyền thông: Sử dụng môi trường truyền dẫn Internet
có dây với hai giao thức truyền thông http và mqtt nhằm
đạt yêu cầu truyền dẫn ổn định, bảo mật cao.
- Trung tâm giám sát và điều khiển: Giám sát các tham
số từ cấp hiện trường gửi về, cho phép thiết lập và điều
khiển đến các thiết bị đóng cắt; thực hiện các chức năng
khác như thống kê lưu trữ, cảnh báo.
72 Lê Xuân Sanh, Trần Vũ Kiên
2.2. Thiết kế phần cứng
Chức năng của tủ phân phối hạ áp bao gồm: Thực hiện
đóng cắt từ xa mạch chính và các phân nhánh (aptomat tổng
và nhánh); giám sát các thông số (dòng các pha, điện áp,
chỉ số công suất tức thời và trong một khoảng thời gian),
nên được thiết kế cụ thể như sau:
Cấp hiện trường:
Hình 2 trình bày sơ đồ khối chức năng của thiết bị tại
trạm của tủ phân phối, bao gồm:
Phần tử đo lường điện: Là các phần tử đo lường điện
tử, có khả năng đo các tham số U, I, P, Q, f, cosφ, năng
lượng tiêu thụ, v.v... và gửi dữ liệu đo lường đến RTU qua
chuẩn RS485 được thiết lập tại trạm. Nhóm tác giả lựa chọn
sử dụng thiết bị: công tơ điện tử 3 pha gián tiếp do Trường
Đại học Điện lực sản xuất, tham số công tơ là 220V, 40-
100 A, 50 Hz, 3.600 xung/kWh và 3.600 xung/kVArh; sử
dụng biến dòng BI với tỷ số biến 600/5).
Phần tử đóng cắt: Nhiệm vụ đóng cắt các mạch động
lực, ngoài khả năng tự động cắt khi có sự cố (quá dòng hay
các chức năng cao hơn của aptomat), cắt bằng tay, thiết bị
còn có thể thực hiện đóng cắt từ xa, tự lên dây cót sau mỗi
lần đóng cắt. Thiết kế tủ với mạch tổng có dòng định mức
600 A, gồm 3 xuất tuyến. Dựa vào các yêu cầu trên, lựa
chọn aptomat của hãng Schneider với các mã sau:
MT400/630 - NSX630N và MT100/160 - NSX160B.
Phần tử đo lường khác (nâng cao): Có thể lắp đặt cho hệ
thống các tham số nâng cao như các cảm biến đo nhiệt độ,
độ ẩm, cảm biến cháy khói và cảm biến phát hiện đột nhập
tủ tại hiện trường để có quyết sách vận hành phù hợp.
Phần tử thu thập và truyền thông tại tủ phân phối
(RTU): RTU làm nhiệm vụ thu thập các thông số tại hiện
trường (từ các phần tử đo lường, đóng cắt) và chấp hành
các lệnh từ trung tâm điều khiển [1]. Hình 3 mô tả chức
năng của RTU.
RTU được thiết kế bao gồm bộ xử lý trung tâm, các đầu
vào/ra số, tương tự, các mô-đun truyền thông. Bộ xử lý
trung tâm sẽ thu thập các thông số trực tiếp từ các đầu vào
số, tương tự qua cổng RS485 chuẩn Modbus nối với thiết
bị ngoại vi. Dựa vào yêu cầu cụ thể, RTU sẽ được lập trình
theo kịch bản đặt trước để giám sát điều khiển tại trạm,
đồng thời thiết bị cũng chuyển các thông tin đến trung tâm
quản lý vận hành qua mô-đun truyền thông GSM, Ethernet
[2]. Sơ đồ khối bộ xử lý trung tâm có cấu tạo như Hình 4.
Khối nguồn: Khối nguồn (DC/DC) (Hình 5) có
nhiệm vụ chuyển đổi điện DC đầu vào/ra các mức điện
áp +5 V, 3,3 V, 2,5 V cung cấp cho bộ xử lý trung tâm,
các mạch đầu vào, đầu ra, truyền thông. Nguồn 5V/3A
dùng IC nguồn chuyển mạch điện tử switching
LM2576HV với điện áp vào 12-60 VDC [3]. Để thiết bị
hoạt động liền mạch, ổn định thì nguồn cung cấp phải
dùng hai nguồn song song (một chạy, một dự phòng),
khi mất điện hoặc hỏng cả hai nguồn thì thiết bị sẽ dùng
ắc quy dự phòng, đồng thời cảnh báo hỏng nguồn hay ắc
quy yếu để kịp thời thay thế.
Khối vi xử lý của RTU: Khối này có thể dùng các họ
vi điều khiển ARM Cortex với tốc độ xử lý nhanh [3].
Tuy nhiên, các mô-đun của RTU và các mô-đun điều
khiển nhỏ có thể chỉ cần sử dụng bộ vi xử lý
PIC18F46K22 hoạt động được tối đa 64 MHz xung nhịp.
Cấu hình cơ bản của khối như sau: 64Kbyte bộ nhớ
chương trình; 3.896 Byte RAM bộ nhớ trong; 1.024 Byte
bộ nhớ EEPROM; 10 bit ADC với 30 kênh; hỗ trợ các
chuẩn giao tiếp SPI, I2C, RS232. Ngoài ra, có thể mở
rộng bộ nhớ lưu trữ bằng thẻ nhớ lên đến 32 Gb nhằm
đảm bảo lưu các thông tin dữ liệu trong thời gian dài. Sơ
đồ nguyên lý của khối vi xử lý được mô tả trên Hình 6.
Khối đầu vào và đầu ra tín hiệu số: Khối đầu vào tín hiệu
số gồm 16 đầu vào được cách ly quang và bảo vệ quá áp. Khối
đầu ra số được nối với rơ le cách ly hoàn toàn với mạch đo
lường giám sát, U23 IC 74HC595 chốt dữ liệu đầu ra số,
ULN2803 khuếch đại dòng để đóng, cắt 8 rơ le, tiếp điểm đầu
ra rơ le có dòng lớn 5A/125VDC, 8A/220VAC phù hợp cho
việc đóng, cắt gián tiếp các máy cắt hay aptomat có điều khiển.
Hình 4. Sơ đồ khối thiết bị RTU
Hình 5. Sơ đồ nguyên lý khối nguồn
Phần tử thu thập và truyền thông dữ liệu
Phần tử khác
(nhiệt độ, độ ẩm,
cháy, khói, đột nhập)
Phần tử
đóng cắt
Phần tử đo
lường
Hình 2. Sơ đồ khối chức năng thiết bị tự động hóa tại tủ
phân phối
Khối đầu ra
tương tự
Khối đầu ra số
Khối truyền
thông
Khối
MCU
Khối Led hiển
thị
Khối đầu vào
tương tự
Khối đầu vào
số
Khối nguồn
Hình 3. Sơ đồ chức năng thiết bị RTU
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 73
Truyền thông:
Sử dụng truyền thông qua mạng Internet để truyền
thông từ RTU lên Cloud, dùng giao tiếp truyền thông
RS232, RS485 để giao tiếp với các phần tử đo lường, đóng
cắt của hệ thống và việc truyền dẫn dữ liệu hoàn toàn được
thực hiện theo chuẩn truyền thông công nghiệp MODBUS.
Dựa trên các giao diện đơn giản của RS232, RS485, các
bản tin được định dạng và mã hóa theo chuẩn MODBUS-
RTU. MODBUS-RTU là giao thức truyền thông công
nghiệp, là một hệ thống “chủ - tớ”, “chủ” được kết nối với
một hay nhiều “tớ”. Ở đây, “chủ” là thiết bị RTU, “tớ” là
các thiết bị hiện trường (phần tử đo lường, đóng cắt), tất cả
được kết nối với mạng trong cấu hình multi-drop [4]. Khi
chủ MODBUS RTU muốn có thông tin từ thiết bị, chủ sẽ
gửi một thông điệp địa chỉ tới thiết bị cần lấy dữ liệu.
Giao tiếp Ethernet qua mạng Internet được thiết kế trên
mô-đun Ethernet dùng vi điều khiển PIC18F67J60 được tích
hợp sẵn chuẩn Ethernet bên trong. Đây là một giải pháp kết
nối hoàn chỉnh, bao gồm cả mô-đun Media Access Control
(MAC) và Physical Layer transceiver (PHY). Mô-đun
Ethernet đáp ứng tất cả các chuẩn IEEE 802.3 cho kết nối 10-
BaseT cáp đôi xoắn, mô-đun Ethernet sau chế tạo như Hình 7.
Giải pháp đồng bộ thời gian GPS cho hệ thống: Thiết bị
RTU sẽ tự động thu thập số liệu từ vệ tinh GPS để đồng bộ
thời gian (giờ, phút, giây). Từ đó có thể cảnh báo sớm sự cố,
tăng tính an toàn vận hành của trạm biến áp trên diện rộng.
Trạm chủ: Trạm chủ được xây dựng dựa trên các yêu
cầu của hệ thống: Gồm một máy chủ web (web server), một
máy lưu dự phòng (backup server), ngoài ra trong hệ thống
sẽ có thêm các máy tính client để theo dõi, giám sát và điều
khiển hệ thống qua Internet. Các máy chủ hoạt động liên
tục, không bị gián đoạn, đòi hỏi tính sẵn sàng phải cao, do
vậy cần nguồn cung cấp điện ổn định, đường truyền
Internet có độ tin cậy cao.
2.3. Thiết kế phần mềm
Phần mềm máy tính được thiết kế đảm bảo các tính năng
quản lý và giám sát như đã trình bày ở trên. Để đảm bảo
những yêu cầu đó, phần mềm phải đáp ứng các tiêu chí sau:
Dễ sử dụng, dễ học, dễ thao tác, giao diện trực quan, đáp ứng
nhanh, đầy đủ các chức năng theo yêu cầu và có tính bảo mật
cao. Từ đó, người vận hành tại trung tâm điều khiển có thể
giám sát và điều khiển được hệ thống một cách thuận tiện.
Các chức năng chính của phần mềm như Hình 8 [4, 5].
Thu thập và xử lý số liệu:
Phần mềm thu nhận tất cả dữ liệu từ các tủ phân phối
gửi về, sau đó tính toán và xử lý để lưu vào cơ sở dữ liệu
(CSDL). Dữ liệu được truyền và nhận dưới dạng các bản
tin đã được mã hóa. Bản tin truyền được phân thành 3 loại
chính sau: Bản tin thiết lập, bản tin điều khiển đóng cắt và
bản tin cập nhật trạng thái.
Phần mềm thu thập và xử lý số liệu được thiết kế dựa
trên giao diện socket, sử dụng ngôn ngữ lập trình JAVA và
thiết kế web với các công cụ HTML, CSS [5]. Lưu đồ thuật
toán cho chương trình được mô tả trên Hình 9.
Trong lưu đồ, quá trình hoạt động của phần mềm được
mô tả như sau:
Đầu tiên, sever “lắng nghe” các bản tin thiết lập từ các
client gửi đến qua số hiệu cổng của socket mà nó đã được
công bố sử dụng (có thể nhận dữ liệu được gửi đến từ nhiều
client cùng một lúc). Khi nhận được một bản tin bất kì,
server sẽ lần lượt kiểm tra xem đó là bản tin dữ liệu thu thập
hay bản tin cấu hình. Nếu là bản tin dữ liệu thu thập từ các
client server bóc tách, nó sẽ giải mã bản tin nhận được. Cuối
cùng, dữ liệu sẽ được lưu trữ vào CSDL (nhánh 1). Nếu là
bản tin cấu hình xuống cho công tơ, nó sẽ thực hiện gửi và
Hình 6. Sơ đồ nguyên lý khối xử lý trung tâm
Hình 7. Hình ảnh mô-đun Ethernet sau sản xuất
Thu thập, xử lý số
liệu Cơ sở dữ liệu Website
giám sát
Dữ liệu
tài
khoản
phân
quyền
Dữ liệu
thông
tin các
tủ đóng
cắt hạ áp
Dữ liệu
công tơ
điện tử
tại tủ
Dữ liệu
đóng cắt
aptomat
Đọc
lệnh
điều
khiển từ
server
Thu
thập dữ
liệu từ
tủ
Quản lý
đăng
nhập tài
khoản
Quản lý
giám
sát theo
dõi
Thiết
lập điều
khiển tủ
Xuất
báo cáo
thống
kê
Hình 8. Sơ đồ chức năng phần mềm hệ thống
74 Lê Xuân Sanh, Trần Vũ Kiên
kiểm tra xem bản tin cấu hình đã được gửi thành công chưa,
nếu chưa thành công nó sẽ thực hiện gửi lại, đến khi thành
công thì lưu lại thông tin cấu hình này (nhánh 2).
Phía Client: Tại tủ phân phối, bộ trung tâm điều khiển
RTU được lập trình theo một chương trình vận hành thông
minh. Chương trình tự động đo đạc và giám sát các thông
số tại trạm, sau đó truyền các bản tin lên server. Bản tin
truyền đi chứa các thông tin bao gồm: Thông tin nhà trạm,
các thông số điện (như U, I, P, f) và trạng thái các aptomat.
Cơ sở dữ liệu (CSDL):
Hoạt động cơ bản của CSDL bao gồm quản lý và truy
vấn. Lựa chọn sử dụng phần mềm HeidiSQL_9.3 để quản
lý và sử dụng ngôn ngữ Java, MySQL để viết chương trình
truy xuất dữ liệu. Cụ thể, CSDL quản lý các phần sau: Dữ
liệu tài khoản phân quyền; dữ liệu thông tin các tủ đóng cắt
hạ áp; dữ liệu thông số đo của từng ID, từng công tơ của
mỗi tủ đóng cắt; dữ liệu đóng cắt aptomat.
Giám sát:
Với mục tiêu giám sát các thông số của tủ, của công tơ
và điều khiển thiết lập từ xa qua Internet, người vận hành
chỉ có thể thực hiện được các chức năng này khi có quyền
truy cập vào hệ thống. Trong giao diện website có nhiều
giao diện chức năng khác nhau, hỗ trợ người giám sát thao
tác và làm việc thuận tiện, bao gồm các giao diện chức năng
chính sau: Đăng nhập tài khoản; giám sát theo dõi; thiết lập
điều khiển (Hình 10).
Quản lý quyền đăng nhập hệ thống: Hệ thống phân
quyền cho người sử dụng bao gồm 2 loại: Quyền giám sát
theo dõi; quyền điều khiển thiết lập thông số cài đặt. Chức
năng phân quyền có rất nhiều tác dụng trong công tác quản
lý nói chung và vận hành trạm nói riêng.
Hình 10. Hình ảnh sau khi đưa tủ vào thử nghiệm
Giao diện người máy (Human machine interface -
HMI): Tại máy điều khiển trung tâm của hệ thống cung cấp
giao diện cho việc giám sát và điều khiển hệ thống. Giao
diện này được xây dựng tương đồng với bản thiết kế của sơ
đồ truyền thông và sơ đồ mạch lực, đơn giản cho việc theo
dõi hoạt động và thân thiện với người dùng, bao gồm:
+ Vùng thông tin chung: Thông tin hệ thống chỉ ra
ngày, tháng hiện thời. Thông tin này cho phép truy cập tới
cửa sổ đăng nhập điều hành, hiển thị tên của người trực và
thông tin này luôn được ẩn.
+ Banner cảnh báo: Hiển thị những cảnh báo mới nhất
được thiết lập thông qua việc cài đặt và không phụ thuộc
vào người trực/điều hành hệ thống. Một thanh cuộn được
dùng để xem các loại cảnh báo khác.
+ Giao diện sơ đồ mạch lực được thiết kế dạng sơ đồ một
sợi để hiển thị trực quan và cung cấp các thông tin hoạt động
của hệ thống. Trên giao diện có thể lựa chọn đối tượng để
xem thông tin (thông số vận hành, trạng thái đóng/cắt) chi
tiết của từng phần tử trong hệ thống. Bên cạnh đó còn quy
ước về màu sắc hiển thị, giúp người vận hành dễ dàng giám
sát và xác định tình trạng thiết bị hay toàn hệ thống.
+ Gửi lệnh: Hệ thống xây dựng có chức năng tự động
điều khiển các thiết bị thông qua các tham số đặt trước. Nó
b) Giao diện đăng nhập và sơ đồ mạch lực
a) Tủ phân phối hoàn thiện và sơ đồ đấu nối
c) Giao diện giám sát, thiết lập và điều khiển
Hình 9. Lưu đồ thuật toán phần mềm thu thập dữ liệu
Nghe bản tin từ
công tơ?
Có bản tin cấu hình
mới trong CSDL?
Gửi thành công?
Đúng
Sai
Sai
Bắt đầu
Server mở rộng
Socket
Thiết lập đường truyền giữa Server và công tơ
Đúng
Phân tích bản tin, tách
đường truyền dữ liệu
Gửi bản tin cấu
hình xuống công
tơ
Ghi dữ liệu đã xử lý vào cơ CSDL
Kết thúc
Sai
Đúng
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 75
cũng cho phép người trực/vận hành thao tác tới các thiết bị
thông qua việc gửi lệnh. Đối với mỗi thiết bị được lựa chọn
điều khiển, sẽ có một cửa sổ cho phép gửi lệnh điều khiển
tới thiết bị đó. Các cửa sổ kiểu này cho phép xem thông tin
chi tiết về một thiết bị điện được lựa chọn như: Thông tin
về trạng thái thiết bị; các lệnh điều khiển thiết bị; thông tin
về đo lường; cửa sổ giám sát đo lường.
+ Xem sự kiện, cảnh báo, báo cáo: Các cảnh báo có thể
xem trên thanh cuộn hoặc lựa chọn để xem chi tiết hơn dưới
dạng cửa sổ. Có thể lựa chọn để xem các loại cảnh báo như:
Mức cảnh báo ưu tiên; cảnh báo theo loại hình giám sát (dòng,
áp, trạng thái thiết bị). Tương tự, các sự kiện trong hệ thống
cũng được lưu trữ và cho phép xem lại hoặc lập báo cáo.
+ Hiển thị biểu đồ, đồ thị: Hiển thị biểu đồ, đồ thị được
xuất hiện khi người vận hành muốn quan sát sự biến đổi của
lưới điện ở các tuyến, nhánh, thiết bị được lựa chọn (tùy theo
yêu cầu của hệ thống), hay để đánh giá thống kê phụ tải ở
các thời điểm khác nhau (biểu đồ phụ tải ở các pha tại các
thời điểm khác nhau), hoặc đánh giá mất cân bằng pha.
3. Kết luận
Kết quả của quá trình nghiên cứu và lắp đặt, tủ phân
phối được hoàn thiện để thử nghiệm vận hành (tại Trung
tâm ART, Trường Đại học Điện lực) vào tháng 6/2017. Sau
thời gian thử nghiệm, tủ đã đáp ứng được các yêu cầu đặt
ra, giúp người vận hành giám sát các thông số của lưới điện,
dễ dàng lập các biểu đồ phụ tải, điều khiển từ xa việc đóng/
cắt các mạch điện, kịp thời phát hiện khi có sự cố để tìm
cách cấp điện lại cho phụ tải. Do vậy, việc lắp đặt tủ tự
động phân phối giúp nâng cao độ tin cậy cung cấp điện,
nâng cao chất lượng điện năng, an toàn, giảm thời gian mất
điện của khách hàng (giảm chỉ số SAIDI, SAIFI), đồng thời
nâng cao tính kinh tế trong vận hành.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] A. G. Phadke, “Synchronized Phasor Measurements in Power Systems”, IEEE Computer Applications in Power, Vol. 6, Issue 2, 1993, pp. 10-15.
[2] J.G. Proakis, Digital Communications, McGraw-Hill, Newyork, 1995.
[3] Helsinki, Ageing and life prediction, Helge Palmen CEEES
Helsinki, 2008.
[4] schneider-electric.com; abb.com; siemens.com; microchip.com;
analog.com; st.com; ti.com; atmel.com. analog.com.
[5] Venkata Chaluvadi, Accelerated Life Testing of Electronic Revenue
Meters, Clemson University Tiger Print, 2008.
(BBT nhận bài: 13/10/2017, hoàn tất thủ tục phản biện: 08/01/2018)
76 Phạm Thị Kim Thảo, Nguyễn Thị Anh Tú, Lê Lý Thùy Trâm
PHÂN LẬP VÀ TUYỂN CHỌN CHỦNG VI KHUẨN LACTIC ỨNG DỤNG
Ủ CHUA BÃ ĐẬU NÀNH LÀM THỨC ĂN CHĂN NUÔI
ISOLATION AND SCREENING OF LACTIC ACID BACTERIA USING SOYBEAN-
RESIDUE FERMENTATION FOR ANIMAL FEED
Phạm Thị Kim Thảo, Nguyễn Thị Anh Tú, Lê Lý Thùy Trâm
Trường Đại học Bách khoa - Đại học Đà Nẵng; [email protected]
Tóm tắt - Nghiên cứu này nhằm mục đích phân lập các chủng Lactobacillus spp. có thể lên men bã đậu nành ở nhiệt độ bình thường nhằm tạo nguồn thức ăn chăn nuôi giàu probiotic. Trong nghiên cứu này, nhóm tác giả đã tuyển chọn được 3 chủng Lactobacillus lên men đồng hình từ các nguồn mẫu khác nhau tại chợ Hòa Khánh, Đà Nẵng, có khả năng sinh axit lactic cao gồm chủng L4 2,06±0,96 (mg/ml), L3 2,10±0,52 (mg/ml) và D1 2,03±0,34 (mg/ml), sinh trưởng tốt ở nhiệt độ 35 - 40°C, có thể phát triển trên cả môi trường axit (pH = 3,5), môi trường kiềm (pH = 9,5), phát triển tốt nhất ở pH 6 - 6,5 và môi trường có nồng độ muối cao 5%, có khả năng ức chế mạnh các chủng vi khuẩn gram âm Escherichia coli và Salmonella typhi (ĐKVVK ≥ 21mm). Bước đầu thử nghiệm ủ chua bã đậu nành (pH = 5,46 - 5,57), sau 3 ngày pH giảm còn 3,23 - 3,65, hàm lượng axit lactic trên nguồn bã đậu nành lần lượt với chủng D1 là 0,756 mg/ml, chủng L3 0,821mg/ml.
Abstract - This study aims to isolate Lactobacillus spp. strains that are able to ferment soybean residue at normal temperature to produce probiotic-rich animal feed. Three Lactobacillus spp. strains are isolated from different samples at Hoa Khanh market in Da Nang city. All isolated strains produce a large amount of lactic acid: 2.06 ± 0.96 mg / ml (L4 strain), 2.10 ± 0.52 mg / ml (L3 strain) and 2.03 ± 0.34 mg /ml (D1 strain), growing well at 35 - 40°C, at the high salt concentration of 5%, in the wide range of pH from 3.5 – 9.5 and strongly inhibiting the growth of Escherichia coli and Salmonella typhi. They can grow on soybean residue material and reduce pH to 3.23 - 3.65 after 3 days with the acid lactic produced from D1 and L3 strains of 0.756mg/ml and 0.821mg/ml, respectively.
Từ khóa - lactobacillus; thức ăn chăn nuôi; bã đậu nành; probiotic; kháng khuẩn.
Key words - lactobacillus; animal feed; soybean residue; probiotic; anti-bacteria.
1. Đặt vấn đề
Trong nông nghiệp, vi khuẩn lactic được sử dụng để ủ
chua thức ăn gia súc cho mục đích bảo quản và làm tăng giá
trị dinh dưỡng [1]. Hiện nay, tại Việt Nam chế phẩm sinh học
chứa vi khuẩn lactic chủ yếu được nhập khẩu với chi phí cao.
Bã đậu nành thu được sau quá trình sản xuất đậu khuôn còn
chứa hàm lượng chất khô (protein, chất xơ, đường) cao. Đây là
môi trường lý tưởng cho nhiều vi sinh vật gây bệnh và nấm mốc
phát triển, nên khi bổ sung bã đậu nành làm thức ăn chăn nuôi
khiến vật nuôi dễ bị đầy hơi, khó tiêu [2]. Do vậy, việc ủ chua
bã đậu nành bằng chủng lactic vừa tạo ra nguồn thực phẩm dễ
tiêu hóa, vừa giúp bổ sung nguồn lợi khuẩn đường ruột.
Trong quá trình sinh sản vô tính của vi khuẩn lactic có
thể xảy ra hiện tượng đột biến, dẫn đến việc di truyền lại
cho thế hệ sau hoặc sai sót từ quá trình phân chia tế bào và
tác động của điều kiện môi trường sống khác nhau nên sẽ
dẫn đến sự sai khác và đa dạng trong kiểu gen cũng như
kiểu hình của cùng các chủng vi khuẩn lactic [3]. Vì thế, sẽ
tạo ra những dòng thích nghi tốt trong điều kiện về nguồn
cacbon, địa lý khác nhau, và đây chính là những dòng rất
có ý nghĩa trong nghiên cứu cũng như ứng dụng các chủng
vi khuẩn lactic tạo ra các sản phẩm probiotic thích hợp cho
chăn nuôi, nuôi trồng thủy hải sản….
Do vậy, việc tuyển chọn các chủng vi khuẩn lactic có
hoạt tính sinh học cao từ một số sản phẩm lên men tại chợ
Hòa Khánh, sẽ giúp chủ động về nguồn giống, cho nghiên
cứu và ứng dụng ủ chua bã đậu nành làm thức ăn chăn nuôi
gia xúc tại địa phương.
2. Nguyên liệu và phương pháp nghiên cứu
2.1. Nguyên liệu
Nguồn phân lập gồm: Cơm mẻ, trái cây (ổi), nước măng
chua, nước dưa chua, mẫu ruột già của gà, chim cút, nội
tạng tôm cá, nước thức ăn thừa (tại các quán cơm, bún …
tại chợ Hòa Khánh, Đà Nẵng).
Bã đậu nành lấy tại 2 hộ gia đình sản xuất đậu khuôn,
chợ Hòa Khánh, Liên Chiểu, Đà Nẵng: hộ ông Nguyễn Văn
Cường (số 21, đường Vũ Ngọc Phan); hộ bà Nguyễn Thị
Linh (số 13, đường Vũ Ngọc Phan).
Chủng vi khuẩn lactic đối chứng: Lactobacillus
plantarum, Bộ môn Công nghệ Sinh học, Khoa Hóa,
Trường Đại học Bách khoa – Đại học Đà Nẵng.
Các chủng vi khuẩn kiểm định gây bệnh bao gồm vi
khuẩn Escherichiacoli, Salmonella typhi, Staphylococcus
aureus và Bacillus cereus do Trung tâm Chất lượng Nông
lâm Thuỷ sản vùng 2, Đà Nẵng (NAFIQAD) cung cấp.
Hóa chất sử dụng trong thí nghiệm gồm: MRS Broth
(Đức), MRSC agar (MRS Broth bổ sung 0,5% CaCO3 và
1% agar), cao thịt, pepton (Trung Quốc), thuốc thử Kovac
(Đức), môi trường thạch mềm BHI (Đức), CaCO3, phenol,
axit lactic, phenolphtalein, NaOH, gentian violet, fuchsin
kiềm, agar, CH3COONa, cồn.
2.2. Phương pháp nghiên cứu
2.2.1. Phương pháp phân lập
- Mẫu được thu nhận tại chợ trong các ống fancol và túi
ni-lông vô trùng.
- Mẫu được pha loãng trong nước muối sinh lý 0,85% ở
nồng độ 10-4 – 10-5, cấy trải các nồng độ pha loãng trên môi
trường MRS có bổ sung CaCO3 0,5%. Sau 48h nuôi cấy ở
37°C chọn khuẩn lạc tròn, bóng, bìa nguyên, kích thước từ
1-3mm tạo vòng phân giải xung quanh khuẩn lạc [4].
2.2.2. Phương pháp tuyển chọn
Cấy chấm điểm các chủng đã được thuần khiết trên đĩa
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 77
petri chứa MRS có bổ sung CaCO3 0,5%, 2 ngày nuôi cấy
37°C, đem quan sát đo kích thước vòng trong xung quanh
điểm cấy [5].
2.2.3. Nghiên cứu đặc điểm sinh lý, sinh hóa
Thử các đặc điểm sinh hóa bao gồm: khả năng sinh
catalase, khả năng sinh oxidiase, sinh khí H2S, dịch hóa
gelatin, sinh indole, sinh axit lactic định tính sử dụng thuốc
thử Uffelman và định lượng sử dụng phương pháp chuẩn
độ Therner. Chọn vi khuẩn Lactobacillus theo mô tả bởi
Martin và Stanley [6].
2.2.4. Nghiên cứu khả năng ức chế của vi khuẩn lactic
Phương pháp nhỏ giọt (Galindo [7]).
Mỗi dòng vi khuẩn Lactobacillus được nuôi trong 3 ống
nghiệm 10ml (9ml MRS broth/ống), sau 24h hút 5µl dịch
nuôi từ mỗi ống nhỏ vào đĩa petri có chứa môi trường MRS
agar. Ủ kỵ khí 24h ở 37°C cho khuẩn lạc phát triển. Cho 5ml
môi trường thạch mềm BHI (Brain heart infusion) có chứa
0,5% agar và dịch nuôi 24h của chủng vi khuẩn kiểm định
vào đĩa MRS agar đã có khuẩn lạc phát triển ủ ở 30°C trong
48h. Dòng vi khuẩn có khả năng ức chế vi khuẩn gây bệnh
sẽ tạo ra vòng vô khuẩn xung quanh khuẩn lạc. So sánh vòng
vô khuẩn để chọn vi khuẩn có khả năng ức chế mạnh.
2.2.5. Phân tích bã đậu nành
Phân tích bã đậu nành: Xác định đường tổng bằng
phương pháp so màu, xác định hàm lượng xenluloza [8],
xác định hàm lượng protein tổng số bằng phương pháp
Kjeldahl cải tiến [9].
2.2.6. Ứng dụng ủ chua bã đậu nành
Chuẩn bị môi trường lên men yếm khí:
+ Đo pH của bã đậu nành.
+ Cân 70g bã đậu nành, cho vào bình tam giác 100ml
làm ẩm bằng 70ml nước, hấp ở 121°C trong10 phút.
+ Nhân giống các chủng L3, L4, D1 trong môi trường
MRS (100ml môi trường), sau 24h ở 35°C.
+ Cấy 30ml canh trường nhân giống vào bã đậu nành,
đậy kín, đặt vào bể nuôi yếm khí. Nuôi cấy tĩnh chủng vi
khuẩn lactic trên môi trường bã đậu nành, ở nhiệt độ phòng
trong điều kiện yếm khí, xác định hàm lượng axit lactic và
trị số pH ở các thời điểm 0, 3, 5, 7 và 10 ngày.
3. Kết quả nghiên cứu
3.1. Kết quả phân lập, tuyển chọn
Việc phân lập dựa trên khả năng tạo vòng phân giải xung
quanh khuẩn lạc khi cấy trải trên môi trường MRS chứa
CaCO3 0,5% từ 10 mẫu thí nghiệm. Dựa vào đặc điểm khuẩn
lạc và vòng phân giải xung quanh khuẩn lạc nhóm tác giả
thu được 14 chủng khác nhau. Tuy nhiên, để đáp ứng cho
việc lên men bã đậu nành làm thức ăn chăn nuôi nhóm tác
giả tiến hành tuyển chọn dựa vào các tiêu chuẩn sau:
+ Chủng vi khuẩn lactic lên men đồng hình;
+ Tạo axit lactic cao, chịu pH axit;
+ Có khả năng lên men ức chế vi khuẩn gây bệnh và
gây thối;
+ Ủ chua được bã đậu nành ở điều kiện nhiệt độ phòng,
yếm khí.
Tiến hành tuyển chọn sơ bộ với kích thước vòng phân
giải CaCO3, khả năng lên men đồng hình và hàm lượng axit
lactic, nhóm tác giả ghi nhận kết quả ở Bảng 1:
Bảng 1. Kết quả phân lập các chủng vi khuẩn sinh axit lactic
STT Kí
hiệu
Vòng phân
giải CaCO3
D-d (mm)
Phản ứng với
thuốc thử
Uffelmen
Sinh
khí
Hàm lượng axit
lactic (mg/ml)
0 ĐC 9 + - 0,74±0,22
1 L1 16 + + 1,37±0,14
2 L4 24 + - 2,06±0,96
3 L3 31 + - 2,10±0,52
4 L2 20 + - 1,87±0,21
5 O1 15 + + 1,22±0,39
6 T2 21 + + 1,91±0,33
7 P 17 + - 1,52±0,4
8 M1 12 + - 1,12±0,24
9 M2 20 + + 1,75±0,42
10 G1 16 + - 1,53±0,67
11 T1 17 + - 1,43±0,19
12 D1 22 + - 2,03±0,34
13 T3 12 + - 1,03±0,27
14 P1 10 + - 0,83±0,32
Hình 1. Vòng phân giải CaCO3 chủng D1
Phân tích kết quả Bảng 1 cho thấy tất cả các chủng phân
lập có tạo vòng phân giải CaCO3, dương tính với thuốc thử
Uffelmen. Điều này khẳng định các chủng phân lập là vi
khuẩn sinh axit lactic, và khả năng sinh axit lactic của
14 chủng phân lập cao hơn chủng đối chứng L. plantarum
(ĐC), minh họa Hình 1 vòng phân giải CaCO3 của chủng
D1 (22 mm) lớn hơn chủng đối chứng (9 mm). Trong
14 chủng lactic phân lập có 4 chủng L4, L3, T2, D1 cho
kích thước vòng phân giải lớn, hàm lượng axit lactic cao so
với các chủng còn lại, nhưng T2 sinh khí nên các chủng L4,
L3, D1 được lựa chọn cho nghiên cứu tiếp theo.
3.2. Các đặc điểm hình thái và sinh hóa của 3 chủng vi
khuẩn tuyển chọn
Nhóm tác giả tiến hành quan sát đặc điểm khuẩn lạc,
hình thái tế bào sử dụng kính hiển vi quang học, độ phóng
đại 1.000X, nhuộm Gram, thử nghiệm các đặc điểm sinh
hóa [6], kết quả mô tả ở Hình 2.
78 Phạm Thị Kim Thảo, Nguyễn Thị Anh Tú, Lê Lý Thùy Trâm
Hình 2. Đặc điểm khuẩn lạc và hình thái tế bào nhuộm
Gram (1.000X)
Nhìn chung 3 chủng vi khuẩn trên đều có khuẩn lạc tròn
lồi, kích thước dao động từ 1,0 - 3,0 mm, màu trắng sữa,
mép trơn, bề mặt khuẩn lạc bóng ướt, gồ cao. Quan sát dưới
kính hiển vi cả 3 chủng L3, L4, D1 đều có hình que, tế bào
dạng đơn hay xếp thành đôi, thành chuỗi ngắn, thuộc nhóm
G+. Kết quả được trình bày tổng hợp ở Bảng 2.
Bảng 2. Một số đặc điểm hình thái, sinh hoá của
3 chủng vi khuẩn phân lập
Kí hiệu
chủng L4 L3 D1
Nguồn
phân lập Cơm mẻ Cơm mẻ
Nội tạng
chim cút
Hình dạng
khuẩn lạc
Tròn lồi,
mép trơn,
trắng
Tròn, mép
trơn, lồi trắng
ngà, lớn
Tròn, mép
trơn, trắng
sữa, nhỏ
Hình dạng
tế bào
Hình que
ngắn, chuỗi
Hình que dài,
đơn hoặc đám
Hình que
ngắn, đơn
hoặc đám
Gram + + +
Sinh acid
lactic
+ + +
Catalase - - -
Oxidase - - -
Amylase - - -
H2S - - -
Indol - - -
Dịch hóa
gletin
- - -
Phân tích kết quả Bảng 2, thông qua các đặc điểm
sinh hóa đã nghiên cứu và dựa vào mô tả của Martin &
Stanley (2006), có thể khẳng định rằng những chủng vi
khuẩn L4, L3, D1 là vi khuẩn lactic thuộc chi
Lactobacillus.
3.3. Các đặc điểm sinh trưởng của chủng vi khuẩn L4,
L3, D1
Nhóm tác giả tiến hành thử nghiệm khả năng ức chế vi
khuẩn gây bệnh, nồng độ muối, nhiệt độ và pH phát triển,
khả năng ủ chua bã đậu nành.
3.3.1. Khả năng ức chế vi khuẩn gây bệnh
Phương pháp nhỏ giọt giúp biết được khả năng ức chế
chủng vi khuẩn gây bệnh bằng tất cả các thành phần mà vi
khuẩn lactic tiết ra trong quá trình sinh trưởng (axit lactic,
ethanol, bacteriocin, diacetyl…), kết quả minh họa được
thể hiện ở Hình 3 và tổng hợp trên Bảng 3.
Hình 3. Khả năng ức chế vi khuẩn gây bệnh
(A) Khả năng ức chế S. aureus của chủng D1, L3, L4;
(B) Khả năng ức chế B. cereus
Bảng 3. Khả năng ức chế vi khuẩn gây bệnh
Vi khuẩn
thuốc
nhóm
Tên chủng
vi khuẩn
kiểm định
Khả năng ức chế chủng vi khuẩn
gây bệnh ĐKVVK = D – d (mm)
L4 L3 D1
Gram
dương
S. aureus 1,67±0,33 22,33±0,33 18,67±0,33
B. cereus 1,23±1,00 3±0,43 1,95±1,00
Gram
âm
E. coli 21,67±0,33 23,00±1,00 21,00±1,00
S. typhi 23,00±1,00 21,67±0,33 23,33±0,33
D: đường kính vòng trong suốt; d: đường kính khuẩn lạc;
ĐKVVK: Đường kính vòng vô khuẩn
Qua kết quả khảo sát ở Bảng 3 và xét về khả năng ức
chế theo quy ước của Galindo (2004), nhận thấy:
- Đối với S. aureus, chủng L3 có khả năng ức chế mạnh
(ĐKVVK ≥ 21 mm), D1 ức chế mức độ trung bình (6mm ≤
ĐKVVK ≤ 20 mm), L4 ức chế yếu (1mm ≤ ĐKVVK ≤ 5mm).
- Đối với B. cereus, cả 3 chủng L3, L4 và D1 ức chế yếu.
- Đối với các chủng vi khuẩn gram (-) gồm E. coli và
S. typhi, thì cả 3 chủng phân lập đều ức chế mạnh.
3.3.2. Nồng độ muối ảnh hưởng đến sinh trưởng
Nuôi cấy các chủng trong môi trường MRS lỏng có các
nồng độ muối cần khảo sát 0, 1, 2, 4, 6, 6,5%. Theo dõi khả
năng sinh trưởng dựa vào mật độ tế bào (TB). Kết quả được
khái quát trên đồ thị Hình 4.
Hình 4. Ảnh hưởng của nồng độ muối đến sự phát triển
Nồng độ muối 4,4% có thể ức chế vi sinh vật gây bệnh,
nồng độ 6% kìm hãm hoạt động của enzyme và ngăn cản
sự phát triển của nha bào, làm giảm sức chịu nhiệt của vi
khuẩn. Kết quả nghiên cứu Hình 4 cho thấy cả 3 chủng
0
50
100
150
200
0 1 2 3 4 5 6 6,5
Mật
độ
tế
bào
x1
08(T
B/m
l)
Nồng độ muối NaCl (%)
Chủng L3 Chủng L4Chủng D1
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 79
phân lập đều có khả năng phát triển trong điều kiện môi
trường có nồng độ muối cao (NaCl = 5%). Tuy nhiên, đến
ở nồng độ muối 6% chỉ có L4 (8,59x108 TB/ml) và D1
(6,29x108 TB/ml) có khả năng phát triển, L3 không phát
triển. Ở nồng độ muối 6,5% chỉ có L4 phát triển với mật
độ tế bào 1,76x108 TB/ml. Như vậy, cả 3 chủng phân lập
có khả năng thích ứng với môi trường rất tốt ở nồng độ
muối 5%. Đây là đặc điểm thuận lợi khi lên men bã đậu
nành ở điều kiện thường với nồng độ muối cao sẽ ức chế
các chủng vi khuẩn gây thối.
3.3.3. Ảnh hưởng của nhiệt độ đến sinh trưởng
Để quá trình ủ chua bã đậu nành tiến hành đơn giản, cần
có chủng vi khuẩn lactic có thể sinh trưởng tốt ở điều kiện
thường, do vậy nhóm tác giả tiến hành khảo sát nhiệt độ
sinh trưởng của chủng vi khuẩn lactic phân lập từ 25 -
50°C, sau thời gian nuôi cấy 24 giờ, kết quả thí nghiệm
được thể hiện trên đồ thị Hình 5.
Hình 5. Ảnh hưởng nhiệt độ đến sự phát triển
Ở đây, nhận thấy sự phát triển của các chủng phụ thuộc
rõ rệt vào nhiệt độ. Khả năng này tốt nhất trong dãy nhiệt
độ 35°C - 40°C đối với chủng L4 và D1. Mật độ tế bào đạt
mức cao tại 35°C sau 24h nuôi cấy của chủng
L3 (91,24x108 TB/ml) và D1 (104,74x108 TB/ml), đối với
L4 mật độ tế bào đạt 107,09x108 TB/ml.
Tại nhiệt độ 45°C, các chủng L3 (0,33x108 TB/ml),
L4 (2,7x108 TB/ml) và D1 (8,29x108 TB/ml) vẫn phát triển,
tuy nhiên mật độ tế bào thấp. Tại 50°C, chỉ có D1 có thể
sinh trưởng (2,24x108 TB/m).
Như vậy, nhiệt độ phát triển của các chủng
lactobacillus L4, L3 phân lập từ 25°C - 45°C, D1 từ
24°C - 50°C, sinh trưởng tốt nhất trong khoảng nhiệt độ
35°C - 40°C, đây là khoảng nhiệt gần nhiệt độ cơ thể, nên
các chủng phân lập cũng thích hợp để bổ sung nguồn lợi
khuẩn cho vật nuôi. Ở khoảng nhiệt độ 25°C - 35°C là các
khoảng nhiệt độ gần môi trường nhiệt đới nóng ẩm tại địa
phương, các chủng vi khuẩn đều có thể phát triển tốt, đặc
điểm này có lợi cho việc tăng số lượng nhanh chóng, chiếm
ưu thế trong giai đoạn đầu của quá trình ủ chua đậu nành
làm thức ăn chăn nuôi, và khi đến giai đoạn nhiệt độ khối
ủ tăng cao chủng D1 vẫn sinh trưởng được, điều này giúp
hạn chế các chủng vi khuẩn gây thối và gây bệnh.
3.3.4. Ảnh hưởng của pH môi trường nuôi cấy
Tiến hành khảo sát sự ảnh hưởng pH ban đầu của môi
trường nuôi cấy đến sự phát triển các chủng L4, L3, D1,
nhóm tác giả xử lý kết quả và ghi nhận ở đồ thị Hình 6.
Hình 6. pH ban đầu của môi trường nuôi cấy ảnh hưởng đến
sự phát triển
Quan sát đồ thị Hình 6 cho thấy rằng cả 3 chủng đều có
khả năng phát triển ở khoảng pH rộng 3,5 - 9,5, có thể sinh
trưởng trong môi trường axit pH = 3,5 và cả môi trường
kiềm pH = 9,5.
Như vậy, pH ban đầu thích hợp cho sự tăng sinh khối
tế bào của các chủng L3, D1 tại pH = 6, đối với L4 là tại
pH = 6,5. Đặc biệt, chúng có khả năng sống được trong môi
trường kiềm pH = 9,5. Đây là đặc điểm có lợi cho hoạt tính
kháng khuẩn vì đa số vi khuẩn gây bệnh đều ưa thích môi
trường kiềm.
3.3.5. Khảo sát nguyên liệu bã đậu nành
Để xác định thành phần hóa học của bã đậu nành tươi
của 2 hộ gia đình tại chợ Hòa Khánh, nhóm tác giả sấy bã
đạt độ ẩm 10,33%, được trình bày ở Bảng 4.
Bảng 4. Một số thành phần hóa học của bã đậu nành tươi
Hộ gia
đình
Một số thành phần hoá học của bã
đậu nành có độ ẩm 10,33% (g/100g)
Bã đậu nành
tươi
Protein Cellulose Đường tổng Độ ẩm (%) pH
Bà
Linh 7,33 77,65 4,47 49,45 5,49
Ông
Cường 7,01 75,91 6,44 60,23 6,23
Kết quả Bảng 4 cho thấy, với bã tươi nhóm tác giả xác
định độ ẩm của bã tươi 49,45% - 60,23%, giá trị
pH = 5,49 - 6,23, khoảng giá trị này thích hợp cho sự sinh
trưởng của các chủng vi khuẩn lactic L4, L3, D1 phân lập.
Hàm lượng đường tổng trong bã đậu nành thu nhận từ 2
hộ gia đình bà Linh và ông Cường lần lượt là 4,47 và
6,44 g/l, cao hơn lượng đường nguồn bã đậu nành tại nhà
máy Vinasoy trong nghiên cứu của tác giả Trương T.M
Hạnh (3,82g/100g) [2]. Điều này có khả năng phụ thuộc vào
nguồn hạt đậu nành, quy trình chiết xuất dịch sữa… Hàm
lượng đường tổng trong bã đậu nành của hộ gia đình ông
Cường cao hơn, nên nguồn bã đậu này được thử nghiệm tiếp.
3.3.6. Khả năng ủ chua bã đậu nành
3 yếu tố quyết định cho sự phát triển của vi khuẩn lactic
khi ủ chua thức ăn là điều kiện yếm khí, đủ đường và mật
độ tế bào. Tuy nhiên ở đây, nhóm tác giả thử nghiệm lên
men chỉ với nguồn dinh dưỡng duy nhất là bã đậu nành, chỉ
bổ sung thêm nước. Bước đầu thử nghiệm ủ chua bã đậu
nành, nhóm tác giả đánh giá thông qua hàm lượng axit
lactic, sự thay đổi pH môi trường lên men theo thời gian và
nhóm tác giả ghi nhận kết quả ở Bảng 5.
0
20
40
60
80
100
120
25 30 35 40 45 50
Mật
độ
tế
bào
(x1
08
TB
/ml)
Nhiệt độ nuôi cấy khảo sát (°C)
Chủng L3
Chủng L4
Chủng D1
0
50
100
150
200
250
3,5 4,0 4,5 5,0 5,5 6,0 6,5 7,0 8,0 9,5
Mật
độ
tế
bào
(x1
08
TB
/ml)
Giá trị pH ban đầu của môi trường nuôi cấy
Chủng L3
Chủng L4
Chủng D1
80 Phạm Thị Kim Thảo, Nguyễn Thị Anh Tú, Lê Lý Thùy Trâm
Bảng 5. Khả năng ủ chua bã đậu nành của
chủng vi khuẩn lactic phân lập
Thời gian
lên men
(ngày)
L4 L3 D1
pH Acid lactic
(mg/ml) pH
Acid lactic
(mg/ml) pH
Acid lactic
(mg/ml)
0 5,42 0 5,57 0 5,46 0
3 4,91 0,225 3,23 0,828 3,65 0,756
5 5,05 0,1665 3,19 1,017 3,29 0,945
7 5,85 0,135 3,21 1,062 3,31 0,963
10 5,9 0,1125 3,28 1,089 3,61 0,9765
Khả năng lên men bã đậu nành ở điều kiện yếm khí
được đánh giá thông qua sự giảm pH của môi trường sau
thời gian ủ 3 - 10 ngày. Phân tích kết quả ở Bảng 5 cho
thấy, đối với môi trường bã đậu bổ sung chủng L4, pH môi
trường dường như không giảm, điều này chứng tỏ chủng
L4 không có khả năng sinh trưởng trên môi trường bã đậu
nành. Đối với chủng L3 và D1, sau 3 ngày nuôi cấy, pH
giảm từ 5,57 xuống 3,23 bã có mùi chua. Lên men 3 ngày
đưa pH môi trường từ pH = 5,57 xuống pH = 3,23, là quá
trình lên men điển hình của vi khuẩn lactic [10]. Như vậy,
chỉ có chủng L3 và D1 có khả năng ủ chua bã đậu nành.
4. Kết luận
Đã phân lập được 3 chủng vi khuẩn lactic L3, L4, D1
thuộc chi Lactobacillus có khả năng sinh lactic cao và có
khả năng ức chế chủng vi khuẩn gram âm gây bệnh: E. coli
và S. typhi. Cả 3 chủng đều có khả năng phát triển ở nồng
độ muối 5%, L4 có thể phát triển ở nồng độ muối 6,5%,
nhiệt độ phát triển tốt nhất là từ 35°C - 40°C, D1 có thể
sinh trưởng ở nhiệt độ 50°C.
Khảo sát được thành phần hóa học của bã đậu nành thu
nhận ở 2 hộ gia đình sản xuất đậu khuôn tại chợ Hòa Khánh
với hàm lượng đường tổng khá cao.
Ghi nhận 2 chủng có khả năng ủ chua bã đậu nành ở
điều kiện yếm khí, nhiệt độ phòng là chủng Lactobacillus
L3 và Lactobacillus D1.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Lý Kim Bảng, Lê Thanh Bình, Tạ Kim Chỉnh, “Ứng dụng vi khuẩn
lactic trong việc bảo quản thức ăn xanh cho trâu bò”, Tạp chí Khoa học Kỹ thuật Nông nghiệp, Tập 10, 1998, trang 455 - 457.
[2] Trương Thị Minh Hạnh, Nguyễn Thị Thanh Tịnh, “Nghiên cứu quá
trình thủy phân-lên men axit xitric từ bã đậu nành bằng Aspergillus
oryzae và Aspergillus niger”, Tạp chí Khoa học và Công nghệ - Đại học Đà Nẵng, Số 01(62), 2013, trang 54-59.
[3] Mai Đàm Linh, Đỗ Minh Phương, Phạm Thị Tuyết, Kiều Hữu Ảnh,
Nguyễn Thị Giang, “Đặc điểm sinh học của các chủng vi khuẩn lactic
phân lập trên địa bàn Hà Nội”, Tạp chí Khoa học Đại học Quốc gia Hà
Nội, Khoa học Tự nhiên và Công nghệ, Số 24, 2008, trang 221-226.
[4] Hoàng Quốc Khánh, Phạm Thị Lan Thanh, “Phân lập, định danh và
xác định các chủng Lactobacillus có tiềm năng probiotic từ con người”, Tạp chí Phát triển Khoa học và Công nghệ, 14(6), 2011,
trang 62-76.
[5] Whittenhiry R., “The use of soft agar in the study of conditions
effecting the utilization of fermentable substrates by lactic acid”, J.
Microbiol, 32, 1973, pp. 372-375.
[6] Martin D., Stanley F., The Prokaryotes-A Handbook on the Biology
of Bacteria, Springer, 2006, pp. 320-372.
[7] Galindo, A. B., Lactobacillus plantarum 44A as a live feed
supplement for freshwater fish, Ph.D Thesis, 2004, pp. 1 – 131.
[8] Nguyễn Văn Mùi, Thực hành hóa sinh học, NXB Đại học Quốc gia
Hà Nội, 2007.
[9] Viện Thổ nhưỡng Nông hoá, Sổ tay phân tích đất nước phân bón
cây trồng, NXB Nông Nghiệp, 1998.
[10] R. E. Levin, Lactic acid and propionic acid fermentation of fish
hydrolyzates processing: Biotechnological applications, edited by A. M. Martin, London, 1994.
(BBT nhận bài: 18/12/2017, hoàn tất thủ tục phản biện: 02/01/2018)
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 81
ANTEN THẤU KÍNH PHẲNG ỨNG DỤNG TẠI BĂNG TẦN X
TRANSMITARRAY ANTENNA DESIGN FOR X-BAND APPLICATIONS
Nguyễn Minh Thiện, Nguyễn Bình Dương
Trường Đại học quốc Tế - Đại học Quốc gia Thành phố Hồ Chí Minh;
[email protected], [email protected]
Tóm tắt - Bài báo trình bày một loại anten thấu kính phẳng hoạt động ở băng tần X, cho các ứng dụng thông tin vệ tinh. Phần tử anten thấu kính phẳng được thiết kế dựa trên cấu trúc đa lớp với phần tử bức xạ hình chữ C cảm ứng thông qua khe hở hình vành khuyên. Các phần tử anten thấu kính được thiết kế chỉ với 2 bản mạch và không yêu cầu gia công phức tạp nhưng có khoảng bù pha rộng và ít hao tổn. Trong bài báo này, kết quả mô phỏng cho thấy khoảng pha truyền dẫn đạt tới 270° với băng thông -3dB đạt 0,8 GHz. Phần tử thấu kính phẳng được tối ưu để có các bước pha 45°. Một mẫu anten thấu kính phẳng đã được chế tạo và đo đạc tại tần số 12 GHz nhằm mục đích đánh giá khả năng hoạt động của các phần tử bức xạ. Kết quả mô phỏng lẫn đo đạc cho thấy mô hình anten có đặc tính bức xạ và độ lợi rất tốt.
Abstract - The paper presents a transmitarray antenna working at X-band frequency for satellite information applications. The transmitarray element is designed based on the multi-layer structure with C-patches coupled through ring slots. Only two substrates are required to obtain a wide phase range without severe loss. In this paper, seven unit cells are designed. Simulated results show that the cells can provide a 0.8 GHz common -3dB bandwidth, cover 270° phase range with step of 45°. A transmitarray antenna is designed and measured at 12 GHz to verify the performance of the unit cells. The simulated and measured results show that the antenna has a sufficient phase range, low loss as well as good radiation pattern.
Từ khóa - anten thấu kính; anten mảng phản xạ; anten có độ lợi cao; anten điều khiển hướng bức xạ; anten cho vệ tinh
Key words - transmitarray antenna; flat lens antenna; high gain antenna; antenna for controlling radiation direction; antenna for satellites
1. Đặt vấn đề
Trong các hệ thống truyền thông vệ tinh hay hệ thống
radar, một bộ phận không thể thiếu đó là anten độ lợi cao
(high gain antenna) nhằm tập trung năng lượng bức xạ vào
hướng mong muốn. Hiện nay, các anten có độ lợi cao sử
dụng công nghệ vi dải có thể kể đến như: anten mảng định
pha (phased aray antenna), anten mảng phản xạ
(reflectarray antenna) hay anten thấu kính phẳng
(transmitarray antenna). Trong 3 loại anten này, anten
mảng định pha có ưu điểm về kích thước nhỏ ngọn. Mặc
dù vậy, hệ thống cấp năng lượng cho các anten phần tử
bằng dây vi dải gây nên tổn hao trong việc truyền tín hiệu
và ảnh hưởng đến đồ thị bức xạ. Anten mảng phản xạ loại
bỏ được hệ thống cấp năng lượng bằng dây vi dải đến từng
anten phần tử, do đó có sự cải thiện về tổn hao và cải thiện
về chất lượng đồ thị bức xạ. Tuy nhiên, một nhược điểm
đối với loại anten này là một phần năng lượng bức xạ từ
anten bị chặn bởi chính nguồn phát do nguồn phát đặt cùng
không gian với hướng bức xạ.
Tương tự như anten mảng phản xạ, anten thấu kính
phẳng hoạt động dựa trên nguyên lý bù pha tại từng phần
tử, mặt khác loại bỏ được hiện tượng che chắn bởi nguồn
phát như anten mảng phản xạ. Với các lý do trên, cộng với
các ưu điểm về kích thước, khối lượng, giá thành chế tạo,
anten thấu kính phẳng hiện nay đang nhận được nhiều sự
quan tâm của các nghiên cứu cho những ứng dụng yêu cầu
có anten độ lợi cao.
Cấu tạo của anten thấu kính phẳng bao gồm một mảng
các phần tử thấu kính được cấp năng lượng bởi một anten
cấp năng lượng đặt tại tiêu cự. Mảng các phần tử thấu kính
bao gồm mảng các phần tử Rx tiếp nhận năng lượng từ
nguồn bức xạ và các phần tử Tx có nhiệm vụ bức xạ năng
lượng nhận từ các phần tử Rx ra không gian. Để năng lượng
bức xạ có thể tập trung vào một hướng mong muốn, từng
phần tử thấu kính phải có khả năng điều chỉnh pha. Chính vì
vậy, điểm mấu chốt trong thiết kế anten thấu kính phẳng là
phải tìm được cấu trúc của phần tử thấu kính đáp ứng hai khả
năng cùng một lúc: Khả năng truyền tín hiệu giữa các phần
tử mảng Rx và Tx, và khả năng thay đổi pha truyền dẫn trong
quá trình truyền tín hiệu giữa phần tử Rx-Tx. Hình 1 miêu tả
mô hình cơ bản của một anten thấu kính phẳng.
Hình 1. Mô hình chung của một anten thấu kính phẳng
Một số nghiên cứu đề xuất cấu trúc phần tử anten thấu
kính cho phép thay đổi pha truyền dẫn với việc thay đổi độ
dài dây vi dải kết nối giữa phần tử Rx và Tx như đề xuất
trong [1,2] hoặc thay đổi pha truyền dẫn bằng cách thay đổi
hướng của phần tử thấu kính [3,4] hoặc sử dụng vật liệu
metamaterial [5]. Một thiết kế khác dựa trên cấu trúc đa lớp
và sử dụng phần tử FSS (Frequency selective surface) [6].
Phương pháp này cho phép đơn giản hóa cấu tạo của anten,
giảm suy hao, đồng thời có khả năng phát triển ở các ứng
dụng dải tần millimet. Tuy nhiên, thiết kế này yêu cầu bốn
bản mạch xếp cách nhau một khoảng cách bằng ¼ bước sóng
làm gia tăng kích thước cũng như chi phí thi công.
Trong bài báo này, nhóm tác giả đề xuất một thiết kế
cho phần tử thấu kính dựa trên cấu trúc đa lớp. Phần tử thấu
82 Nguyễn Minh Thiện, Nguyễn Bình Dương
kính bao gồm chỉ 2 bản mạch với sự kết hợp của phần tử
anten hình chữ C và khe hở hình vành khuyên. Phần tử
được thiết kế để làm việc tại băng tần X với tần số trung
tâm là 12 GHz. Pha truyền dẫn của phần tử thấu kính được
thay đổi với việc điều chỉnh kích thước phần tử C và khe
hở hình vành khuyên. Trong nghiên cứu này, một tập hợp
gồm 7 phần tử có bước pha cách nhau khoảng 45° đã được
thiết kế. Một anten thấu kính phẳng cũng được chế tạo và
đo đạc để đánh giá đặc tính bức xạ của các phần tử cũng
như của một anten thấu kính phẳng.
2. Thiết kế phần tử anten thấu kính phẳng
2.1. Thiết kế
Hình 2. Cấu trúc phần tử cho anten thấu kính phẳng
Cấu trúc của một phần tử anten thấu kính phẳng được
thể hiện chi tiết ở Hình 2. Cấu trúc này chỉ yêu cầu hai bản
vật liệu xếp thẳng lên nhau với khoảng cách giữa hai bản
là 3,5 mm. Vật liệu được sử dụng là Duroid 5880 với độ
dày 3,175 mm và độ điện môi r = 2,2. Một anten vi dải
hình chữ C được in lên mặt trên của hai bản vật liệu, một
khe hở hình vành khuyên được đặt ở mặt dưới. Việc sử
dụng vật liệu có độ dày nhằm gia tăng băng thông cho từng
phần tử của anten.
Nguyên tắc hoạt động của một phần tử anten thấu kính
phẳng được giải thích như sau: sóng tới từ nguồn bức xạ đặt
tại tiêu cự được tiếp nhận bởi phần tử chữ C và tiếp tục được
cảm ứng qua phần tử chữ C bên mặt đối diện thông qua 2 khe
hở hình vành khuyên nằm ở giữa. Thực chất, việc thay đổi
kích thước của phần tử hình chữ C và khe hở hình vành
khuyên kéo theo sự thay đổi tần số cộng hưởng của cả phần
tử anten dẫn đến sự thay đổi về pha truyền dẫn. Chính vì thế,
pha truyền dẫn đạt được thông qua việc thay đổi kích thước
phần tử chữ C và kích thước rãnh hình vành khuyên. Biên độ
truyền dẫn của một phần tử sẽ đạt mức cao nhất khi anten vi
dải hình chữ C và rãnh hình vành khuyên đạt được cộng
hưởng ở cùng một tần số. Tuy nhiên, hai bộ phận này sẽ được
tinh chỉnh sao cho tần số cộng hưởng là gần nhau, do đó ta sẽ
tăng được băng thông truyền dẫn. Phần tử được thiết kế để
hoạt động ở tần số trung tâm 12 GHz và phân cực thẳng với
chiều của trường điện E vuông góc với rãnh cắt ở bề mặt anten
hình chữ C. Việc sử dụng anten hình chữ C kết hợp với khe
hở hình vành khuyên nhằm khai thác khả năng cung cấp băng
thông rộng như được chỉ ra trong nghiên cứu [7]. Với cấu trúc
phần tử như đề xuất, dải pha truyền dẫn đạt được 270° với
băng thông -3dB từ 11,6 GHz đến 12,4 GHz. Trong nghiên
cứu này, nhóm tác giả tối ưu kích thước của phần tử chữ C và
khe hở hình vành khuyên để đạt được 7 phần tử cung cấp 7
trạng thái pha với bước pha khoảng 45°. Ngoài yêu cầu về
pha, các phần tử cần đạt được yêu cầu về độ suy hao thấp.
Bảng 1. Thông số kích thước của phần tử cho
anten thấu kính phẳng
Phần
tử
Vi dải hình
chữ C (mm)
Rãnh hình vành
khuyên (mm)
Pha truyền dẫn được
chuẩn hóa về 0°
Rout Rin R’out R’
in
1
2
3
4
5
6
7
5
4,9
4,6
4,1
3,7
3,5
3,2
3,2
3,5
3,8
3,1
2,5
2,5
2,2
4,7
4,4
4,1
3,95
3,8
3,8
3,7
4,2
3,9
3,6
3,45
3,3
3,1
2,9
0°
45°
90°
135°
180°
225°
270°
a = 18 mm
2.2. Kết quả mô phỏng đáp ứng tần số của phần tử
Các phần tử thấu kính phẳng được phân tích và tối ưu
với phần mềm mô phỏng HFSS của ANSYS. Một mô hình
đã được thiết lập trong HFSS để mô phỏng nhằm tìm ra
biên độ truyền dẫn cũng như pha truyền dẫn của phần tử
cho anten thấu kính. Trong thực tế, mỗi phần tử sẽ đặt gần
các phần tử khác khi thiết kế anten thấu kính, do đó mô
hình của phần tử thấu kính phải được mô phỏng trong môi
trường có các phần tử khác xung quanh. Kết quả mô phỏng
pha và biên độ truyền dẫn được thể hiện trong Hình 3.
11,4 11,6 11,8 12,0 12,2 12,4
-200
-100
0
100
200
Pha tru
yeàn d
aãn ()
Taàn Soá (GHz)
Phaàn töû 1 Phaàn töû 2 Phaàn töû 3 Phaàn töû 4
Phaàn töû 5 Phaàn töû 6 Phaàn töû 7
(a)
11.4 11.6 11.8 12.0 12.2 12.4-10
-8
-6
-4
-2
0
Taàn soá (GHz)
Phaàn töû 1 Phaàn töû 2 Phaàn töû 3 Phaàn töû 4
Phaàn töû 5 Phaàn töû 6 Phaàn töû 7
Bie
ân ñ
oä t
ruyeàn d
aãn (
dB
)
(b)
Hình 3. Kết quả mô phỏng pha (a) và
biên độ truyền dẫn (b) của các phần tử
Kết quả mô phỏng đáp ứng tần số của các phần tử với
kích thước khác nhau cho thấy -3dB băng thông chung cho
toàn bộ bảy loại phần tử đạt được 0,8 GHz từ khoảng
11,5 GHz đến 12,3 GHz, tương ứng 6,6%. Kết quả trong
Hình 3(a) cho thấy pha truyền dẫn của các phần tử kề nhau
khác nhau khoảng 45° tại 12 GHz và vẫn giữ xấp xỉ giá trị
này trong khoảng tần số từ 11,4 GHz tới 12,3 GHz.
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 83
3. Thiết kế anten thấu kính phẳng
Sau khi được tối ưu để đạt được pha và biên độ truyền
dẫn mong muốn, các phần tử được kết hợp với nhau để tạo
thành anten thấu kính phẳng. Một anten thấu kính phẳng
với 12x8 phần tử được chế tạo, đo đạc để khẳng định tính
đúng đắn của thiết kế, thông qua đó đánh giá khả năng hoạt
động của các phần tử thấu kính. Trong mảng anten, mỗi
phần tử có khoảng cách là a = 18 mm, tương đương 0,7λ.
Anten thấu kính được cấp năng lượng từ một anten loa
có tiết diện bề mặt 46 mm x 48 mm, độ lợi đo được vào
khoảng 13,6 dBi. Khoảng cách từ mảng anten thấu kính
đến anten loa được tính toán sao cho có hiệu suất bề mặt
lớn nhất. Khoảng cách được xác định là 180 mm. Với
khoảng cách này, góc chiếu từ anten loa đến các cạnh của
mảng phần tử thấu kính tương ứng với góc mở -8 dB của
đồ thị bức xạ của anten loa.
Hình 4. Cấu hình anten thấu kính phẳng
Nguyên lý hoạt động của anten thấu kính phẳng dựa
trên cơ chế bù pha. Để năng lượng bức xạ từ anten có thể
tập trung vào một hướng mong muốn (,), độ lệch pha của
các phần tử phải thỏa mãn công thức (1).
𝜑(𝑥𝑖 , 𝑦𝑖) = 𝑘0(𝑑𝑖 − 𝑠𝑖𝑛𝜃(𝑥𝑖 ∗ 𝑐𝑜𝑠 + 𝑦𝑖 ∗ 𝑠𝑖𝑛)) (1)
𝑑𝑖 = √(𝑥𝑖−𝑥𝑓)2+(𝑦𝑖−𝑦𝑓)2 + (𝑧𝑖 − 𝑧𝑓)2 (2)
Trong đó: xi, yi là tọa độ của phần tử thứ i, xf, yf, zf là tọa
độ của nguồn bức xạ, φ(xi, yi) là pha truyền dẫn tại phần tử
i có tọa độ xi, yi.
Như đã trình bày ở trên, các phần tử cho anten thấu kính
của nhóm tác giả gồm 7 phần tử truyền dẫn cung cấp được
7 giá trị pha truyền dẫn với 0°, 45°, 90°, 135°, 180°, 225°,
270°. Chính vì vậy, pha bù ψ của phần tử thứ i tính từ công
thức (1) sẽ được lượng tử hóa như sau:
- Ψi = 0° nếu -22,5° < 𝜑(𝑥𝑖 , 𝑦𝑖) tính bởi (1) ≤ 22,5°.
- Ψi = 45° nếu 22,5° < 𝜑(𝑥𝑖 , 𝑦𝑖)tính bởi (1) ≤ 67,5°.
- Ψi = 90° nếu 67,5° < 𝜑(𝑥𝑖 , 𝑦𝑖) tính bởi (1) ≤ 112,5°.
- Ψi = 135° nếu 112,5° < 𝜑(𝑥𝑖 , 𝑦𝑖)tính bởi (1) ≤ 157,5°.
- Ψi =180° nếu 157,5° < 𝜑(𝑥𝑖 , 𝑦𝑖) tính bởi (1) ≤ 202,5°.
- Ψi =225° nếu 202,5° <𝜑(𝑥𝑖 , 𝑦𝑖) tính bởi (1) ≤ 247,5°.
- Ψi =270° nếu 247,5° < 𝜑(𝑥𝑖 , 𝑦𝑖) tính bởi (1) ≤ 337,5°.
Mẫu thử nghiệm anten thấu kính 12x8 phần tử được
thiết kế. Các phần tử này được sắp xếp sao cho năng lượng
được tập trung vào hướng vuông góc với anten ( =0,=0).
Để tập trung năng lượng vào hướng mong muốn, pha
truyền dẫn φ(xi,yi) của các phần tử anten thấu kính sẽ được
tính theo công thức (1). Như trình bày bên trên, trong công
trình này, nhóm tác giả tối ưu kích thước phần tử anten thấu
kính để cung cấp 7 giá trị của pha truyền dẫn, tương ứng
với 7 phần tử anten với kích thước khác nhau như trình bày
trong Bảng 1. Pha truyền dẫn φ(xi,yi) của phần tử thứ i sau
khi tính bằng công thức (1) sẽ được lượng tử hóa để chọn
ra phần tử tương ứng. Ví dụ, nếu pha truyền dẫn φ(xi,yi) của
phần tử thứ i là 80°, nhóm tác giả sẽ chọn phần tử cung cấp
pha truyền dẫn là 90° tương ứng với phần tử thứ 2 trong
Bảng 1. Sắp xếp các phần tử được thể hiện trong Hình 5,
pha truyền dẫn tương ứng với các phần tử thấu kính được
thể hiện trong Hình 6.
Hình 5. Ảnh trực diện bề mặt mảng anten thấu kính phẳng
Hình 6. Sắp xếp về pha của các phần tử thấu kính
Hình 7. Anten thấu kính phẳng được đo đạc trong
phòng hấp thu
4. Đặc tính bức xạ của anten thấu kính phẳng
Kết quả mô phỏng và đo đạc đặc tính bức xạ của anten
thấu kính phẳng được thể hiện trong Hình 7 cho cả 2 mặt
phẳng E và mặt phẳng H tại tần số 12 GHz. Theo kết quả
này, đặc tính bức xạ của anten trong mô phỏng và đo đạc
không quá khác biệt. Tuy nhiên, độ lợi đo đạc được tại tần
số 12 GHz bị suy giảm khoảng 1,5 dBi so với độ lợi mô
phỏng, còn 23,5 dBi, tương ứng với hệ số khẩu độ 35%.
Các búp sóng bên (slide lobes) ở kết quả đo đạc có phần
84 Nguyễn Minh Thiện, Nguyễn Bình Dương
cao hơn so với kết quả mô phỏng. Điều này là do có sự xuất
hiện của hệ thống giá đỡ cho mảng anten tạo thêm những
bức xạ phụ không mong muốn khi đo đạc, trong khi đó môi
trường của mảng anten trong mô phỏng là lý tưởng, không
có giá đỡ. Tuy có khác biệt nhưng đều thấp hơn -15 dB so
với biên độ bức xạ cao nhất.
Hình 7. Đồ thị bức xạ ở mặt phẳng E (a) và
mặt phẳng H (b) đo đạc tại tần số 12 GHz
Hình 8. Độ lợi mô phỏng của anten thấu kính theo tần số
Hình 8 thể hiện độ lợi mô phỏng được của anten thấu
kính phẳng ở các tần số khác nhau. Đặc tính bức xạ tốt nhất
đạt được ở tần số 12 GHz, trong đó độ lợi cao nhất là 25,0
dBi, tương ứng hệ số khẩu độ lên tới 45%. Ở các tần số
xung quanh, chúng ta thấy được sự sụt giảm về độ lợi, ví
dụ tại độ lợi ở 11,5 GHz giảm gần 0,5 dB, ở 12,4 GHz giảm
gần 2 dB. Điều này có thể được giải thích là vì sự sụt giảm
biên độ truyền dẫn cũng như sự lệch về pha của các phần
tử truyền dẫn ở các tần số xa tần số trung tâm 12 GHz.
Hệ số phản xạ (S11) cũng được đo đạc và thể hiện trong
Hình 9. Kết quả cho thấy, trên dải tần từ 11,4 GHz tới
12,4 GHz, hệ số phản xạ luôn thấp hơn -15 dB. Mức độ
phản xạ của anten thấp nhất đo đạc được tại tần số
12,1 GHz với hệ số phản xạ là -23,3 dB. Tại tần số trung
tâm 12 GHz, hệ số phản xạ đạt -17,5 dB.
Hình 9. Hệ số phản xạ đo đạc của anten thấu kính
5. Kết luận
Trong bài báo này, nhóm tác giả trình bày thiết kế của
một anten thấu kính phẳng. Kết quả mô phỏng và đo đạc mẫu
thử khẳng định tính đúng đắn của lý thuyết cũng như ưu
điểm của các loại phần tử được đề xuất. Phần tử thấu kính
có cấu trúc đơn giản, dễ chế tạo, có độ suy hao thấp, khoảng
pha thay đổi là 270° trong dải tần từ -3 dB lên đến 0,8 GHz.
Các kết quả cũng là cơ sở quan trọng khẳng định thấu kính
phẳng do nhóm tác giả đề xuất hoàn toàn ứng dụng được
trong các ứng dụng vệ tinh, hoặc radar nơi cần anten có độ
lợi cao, nhằm tập trung năng lượng vào một hướng.
Ghi nhận: Nghiên cứu này được tài trợ bởi Quỹ Phát
triển khoa học và công nghệ Quốc gia (NAFOSTED) trong
đề tài mã số 102.01-2016.35.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] D. M. Pozar, “Flat lens antenna concept using aperture coupled
microstrip patches”, IEEE Electronics Letters, Vol. 32, No. 23,
November 1996, pp. 2109-2111.
[2] P. Padilla de la Torre and M. Sierra Castaner, Transmitarray for Ku Band, in The Second European Conference on Antennas and
Propagation, Edinburgh, UK, 2007.
[3] R. H. Phillion and M. Okoniewski, “Lenses for circular polarization
using planar arrays of rotated passive elements”, IEEE Trans. Antenna Propag, Vol. 59, No. 4, April 2011, pp. 1217-1227.
[4] L. Dussopt, J. Lanteri, T. Koleck, and R. Sauleau H. Kaouach,
“Wideband low-loss linear and circular polarization transmit-arrays
in V-band”, IEEE Trans. Antennas Propag., Vol. 59, No. 7, July 2011, pp. 2513-2523.
[5] C. Pfeiffer and A. Grbic, “Metamaterial Huygens surfaces: Tailoring
wave fronts with reflectionless sheets”, Phys. Rev. Lett., Vol. 110,
Iss. 19, 2013.
[6] Colan G. M. Ryan, “A wideband transmitarray using dual-resonant
double square rings”, IEEE Transactions on Antennas and
Propagation, Vol. 58, No. 5, May 2010, pp. 1486-1493.
[7] B. D. Nguyen, K. T. Pham, V.-S. Tran, L. Mai and N. Yonemoto,
“Reflectarray element using cut-ring patch coupled to delay line”, IEEE Antennas Wireless Propag. Lett., Vol. 14, No. 2, Feb. 2015,
pp. 571-574.
(BBT nhận bài: 25/8/2017, hoàn tất thủ tục phản biện: 22/01/2018)
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 85
ỨNG DỤNG MẠNG NƠ-RON TUYẾN TÍNH HÓA PHẢN HỒI ĐIỀU KHIỂN
THÍCH NGHI VỊ TRÍ BÀN TRƯỢT
ADAPTIVE CONTROL OF SLIDING TABLE POSITION USING FEEDBACK
LINEARIZATION NEURAL NETWORKS
Võ Khánh Thoại
Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật - Đại học Đà Nẵng; [email protected]
Tóm tắt - Điều khiển vị trí bàn trượt trong các máy gia công cơ khí là vấn đề rất quan trọng, đặt biệt trong các máy CNC đòi hỏi vị trí bàn trượt cần phải có độ chính xác cao. Đa số trong các máy gia công cơ khí, bộ điều khiển tốc độ, vị trí ... đều sử dụng bộ điều khiển PID nên ít có khả năng thích nghi với nhiễu cũng như sự thay đổi tham số của mô hình. Bài báo này đề xuất một giải pháp ứng dụng bộ điều khiển NARMA-L2 (Nonlinear Autoregressive-Moving Average) là bộ điều khiển nơ-ron thích nghi. Ý tưởng của bộ điều khiển loại này là xấp xỉ gần đúng hệ thống động lực học phi tuyến thành hệ thống động lực học tuyến tính. Ban đầu là việc xây dựng mô hình hệ thống, sau đó dùng bộ điều khiển NARMA-L2 để nhận dạng hệ thống và tạo ra tín hiệu điều khiển cung cấp cho đối tượng. Kết quả nghiên cứu cho thấy khả năng thích nghi với nhiễu và sự thay đổi của tham số mô hình trong quá trình vận hành của bộ NARMA-L2 tốt hơn bộ PID.
Abstract - Control of sliding table position in mechanical work machines is very important, especially in CNC machines because it requires high accuracy. In most mechanical machines, speed or position controllers have used PID controllers, so they are less adaptable to the noise as well as the parameter changes of the model. This paper proposes a solution that uses a feedback linearization control and a nonlinear autoregressive-moving (NARMA-L2) adaptive neuron controller. The idea of this type of controller is to approximate the nonlinear dynamical system into a linear dynamical system. Initially, the system model is built, then the NARMA-L2 controller is used to identify the system and generate control signals for the object. The results of this study show that the ability to adapt to noise and the change in model parameters during operation of the NARMA-L2 is better than that of the PID controller.
Từ khóa - PID; NARMA-L2; mạng nơ-ron; điều khiển thông minh; bàn trượt; động cơ DC.
Key words - PID; NARMA-L2; neural network; intelligent controller; sliding table; DC motor.
1. Đặt vấn đề
Hệ truyền động gồm động cơ điều khiển vị trí bàn trượt
với tín hiệu vào là điện áp và tín hiệu ra là quãng đường
bàn trượt đi được có sơ đồ như Hình 1. Hệ thống gồm một
động cơ DC chuyển động thông qua hệ thống truyền động
điều khiển bàn máy di chuyển dọc theo trục đai ốc có vít
dẫn, trên đó có gắn cảm biến đo vị trí bàn trượt. Tín hiệu
này được phản hồi về bộ điều khiển. Tốc độ của động cơ
được giám sát qua bộ đo tốc độ và hồi tiếp về mạch điều
khiển khuếch đại công suất. Chương trình trên máy tính có
nhiệm vụ làm việc và xuất tín hiệu đến mạch khuếch đại
công suất (thông qua bộ điều khiển số) đưa đến điều khiển
tốc độ động cơ cũng như điều khiển vị trí của bàn trượt phải
luôn bám theo được tín hiệu đặt.
Hình 1. Sơ đồ hệ thống động cơ chỉnh vị trí bàn trượt
Sơ đồ cấu trúc hệ thống động cơ điều chỉnh vị trí bàn
trượt thể hiện như trên Hình 2.
Để điều khiển ổn định tốc độ động cơ, vị trí bàn trượt
trên các máy có sử dụng động cơ, bộ điều khiển kinh điển
tỉ lệ - đạo hàm - tích phân PID luôn là sự lựa chọn vì cấu
trúc đơn giản và dễ cài đặt [1], [2], song sẽ gặp khó khăn
trong việc tinh chỉnh PID khi hệ thống có các thông số
thay đổi, khi có nhiễu tác động hay tín hiệu đặt thay đổi
khác nhau.
Hình 2. Sơ đồ nguyên lý điều khiển vị trí
Các phương pháp dùng bộ điều khiển mờ, nơ-ron trong
điều khiển [3], [4] là những hướng nghiên cứu để cải thiện
nhược điểm của bộ PID. Hệ thống điều khiển ứng dụng
mạng nơ-ron tuyến tính hóa phản hồi (feedback
linearization control) và bộ NARMA-L2 (Nonlinear
Autoregressive Moving Average) được đề xuất để khắc
phục những tính năng trên. Bộ NARMA-L2 là bộ điều
khiển nơ-ron thích nghi, ý tưởng của bộ điều khiển loại này
là xấp xỉ gần đúng hệ thống động lực học phi tuyến thành
hệ thống động lực học tuyến tính. Ban đầu là việc xây dựng
mô hình hệ thống, sau đó dùng bộ điều khiển NARMA-L2
để nhận dạng hệ thống và tạo ra tín hiệu điều khiển cung
cấp cho đối tượng.
Nội dung bài báo gồm: giới thiệu về bộ điều khiển
NARMA-L2, mô tả toán học cho đối tượng là động cơ điều
khiển vị trí bàn trượt, thiết kế bộ điều khiển dùng PID và
NARMA-L2 để điều khiển, cuối cùng là nhận xét và kết luận.
2. Bộ điều khiển tuyến tính hóa phản hồi
Bộ điều khiển NARMA–L2 được mô tả là dạng phản
hồi tuyến tính khi mô hình đối tượng là phi tuyến. Ý tưởng
của bộ điều khiển là chuyển đổi hệ thống động lực học
86 Võ Khánh Thoại
phi tuyến thành hệ thống động lực học tuyến tính bởi việc
xóa bỏ tính chất phi tuyến. Phần này bắt đầu bởi sự có
mặt của mô hình hệ thống và chứng minh làm thế nào để
có thể sử dụng một mô hình mạng nơ-ron theo hướng
nhận dạng mô hình này. Sau đó, nó mô tả cách thức xác
định mô hình mạng nơ-ron có thể được sử dụng để phát
triển một bộ điều khiển.
Nhận dạng của mô hình NARMA-L2
Bước đầu tiên để sử dụng các thông tin phản hồi tuyến
tính (bộ điều khiển NARMA-L2) là nhận dạng hệ thống
được điều khiển. Mô hình NARMA-L2 là một xấp xỉ của
mô hình NARMA (Nonlinear Autoregressive Moving
Average) được cho bởi phương trình [5], [6]:
, 1 , , 1 _[ ] (1,u ), 1 , , 1y k d N y k y k y k n k u k u k m
Trong đó: u(k) là dữ liệu vào hệ thống, y(k) là dữ liệu
ra hệ thống và d là trễ của hệ thống.
Phương thức nhận dạng là huấn luyện mạng nơ-ron
theo xấp xỉ hàm phi tuyến N. Ðây là thủ tục nhận dạng được
sử dụng cho bộ điều khiển dự báo mạng nơ-ron. Nếu muốn
đầu ra hệ thống bám theo một đường thì y(k+d) = yr(k+d).
Bước tiếp theo là phát triển bộ điều khiển phi tuyến từ:
[ ] (, 1 , , 2)1 , , 1 , , 1ru k G y k y k y k n y k d u k u k m
Vấn đề khi sử dụng bộ điều khiển này là nếu muốn huấn
luyện một mạng nơ-ron tạo lập hàm G mà sẽ giảm thiểu sai
lệch, thì ta cần phải sử dụng phương pháp lan truyền ngược.
Phương pháp này có nhược điểm là tốc độ chậm. Một trong
những giải pháp và đề xuất của Narendra Mukhopadhyay
là sử dụng mô hình gần đúng từ mô tả hệ thống. Bộ điều
khiển sử dụng ở đây là mô hình gần dúng NARMA-L2:
, 1 , , 1 , u , 1 , , 1[ ]y k d f y k y k y k n k u k u k m
, 1 , ,[ ] (1 ,u , 1 , , 1 3)ug y k y k y k n k u k u k m k
Bộ điều khiển NARMA-L2
Hình 3. Mô tả cấu trúc của một mạng nơ-ron
Lợi thế của dạng NARMA-L2 là vừa có thể điều khiển
đầu vào và vừa có thể làm cho cho đầu ra hệ thống bám
theo tín hiệu tham chiếu: y(k+d) = yr(k+d).
Kết quả bộ điều khiển có dạng như sau:
( ) , 1 , , 1 ,u , 1 , , 1(4)
, 1 , , 1 ,u , 1 , ]1
]
[ ,
[ry k d f y k y k y k n k u k u k mu k
g y k y k y k n k u k u k m
Tuy nhiên, việc sử dụng bộ điều khiển này gặp khó khăn,
bởi vì phải xác định đầu vào điều khiển u(k), dựa vào các
đầu ra tại cùng một thời điểm, y(k). Do đó, sử dụng mô hình:
, [ ]1 , , 1 ,u , 1 , , 1k d f y k y k y k n k u k u k my
, 1 , , 1 ,u , 1 , , 1 u[ (1] 5)g y k y k y k n k u k u k m k
Trong đó, d = 2.
Hình 3 mô tả cấu trúc của một mạng nơ-ron. Hình 4 là
sơ đồ khối bộ điều khiển NARMA-L2.
Hình 4. Sơ đồ khối bộ điều khiển NARMA-L2
Bộ điều khiển này có thể thực hiện với các mô hình đối
tượng NARMA-L2 đã được nhận dạng trước đó, được thể
hiện trên Hình 5.
Hình 5. Bộ điều khiển thực hiện với mô hình NARMA-L2 đã
nhận dạng
3. Mô hình hệ thống điều khiển vị trí bàn trượt
Muốn điều khiển được vị trí, ta cần phải mô hình đối
tượng điều khiển. Ở đây, ta xét đến đối tượng là động cơ
DC điều khiển vị trí bàn trượt, được thể hiện bằng sơ đồ
khối như Hình 6. Đầu vào là tín hiệu điện áp Ua; đầu ra là
vị trí q sau khi qua khâu tích phân 1/s; Ra là điện trở phần
ứng; Ta= La/Ra là hằng số thời gian điện; Ka, Kb là các hệ
số; T là mô-men tổng trên trục động cơ; s toán tử Laplace.
Hình 6. Sơ đồ khối điều khiển vị trí động cơ điện DC
Hàm truyền của bộ chỉnh lưu có dạng:
cl cl clcl cl 2 3.
K K KW (s) K . (6)
( ) ( ) ( ) 11 ...
1! 2! 3! !
cl
s
kT s
cl cl cl cl cl
eT s T s T s T se T s
k
(do Tcl << 1). Với Udm = 100 (V), do đó Kcl =Udm/10= 10;
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 87
Tcl 0,00167 (s), khi đó bộ chỉnh lưu 10
0,00167 1clW
s
Tính chất của bộ biến dòng tương tự với bộ chỉnh lưu,
ta có hàm truyền bộ biến dòng là:
1
bdbd
bd
KW
T s
, chọn Kbd= Idm/10 = 0,6; Tbd = 0,001 (s) (7)
Bộ biến dòng: 0,6
0,001 1bdW
s
Hàm truyền của bộ đo tốc độ có dạng:
1
ft
ft
ft
KW
T s
với Kf = dm/10 = 2πndm/600 ≈ 31,4 (8)
Chọn Tft = 0,001(s);
Khi đó, bộ đo tốc độ:
3,14
0,001 1ftW
s
Hàm truyền của bộ đo vị trí có dạng:
1
vtvt
vt
KW
T s
, chọn Kvt = 0,95; Tvt =0,005(s) (9)
Bộ đo vị trí: 1
0,95
0,005 1vtW
s
Nhiệm vụ của người thiết kế là tìm bộ điều khiển sao
cho vị trí của bàn trượt bám theo tín hiệu đặt, khử nhiễu tốt.
4. Kết quả mô phỏng
Thiết kế bộ điều khiển vị trí bàn trượt dùng PID
Các bộ điều khiển vị trí đơn giản và thường dùng (hơn
90%) là bộ điều khiển tỉ lệ - đạo hàm - tích phân (PID).
Vòng điều khiển cấp trong cùng là bộ điều khiển dòng điện,
giả sử ea 0, ta có sơ đồ cấu trúc mạch vòng điều khiển
dòng điện như Hình 7.
Hình 7. Sơ đồ cấu trúc mạch vòng điều khiển dòng điện
Từ sơ đồ ta có hàm truyền hệ hở (khi chưa có RI) là:
1
( ) . . . (10)( 1) ( 1) ( 1) ( 1)( 1)
cl a bd IhI
cl a bd a I
K R K KW s
T s T s T s T s T s
Áp dụng các nguyên tắc các hằng số thời gian nhỏ,
(Ta >> Tcl + Tbd = T).
Đây là một khâu quán tính bậc 2, áp dụng tiêu chuẩn tối
ưu độ lớn, chọn bộ điều khiển PI có dạng:
a
______ _______ (11)1
(2 )(1 )s
_
T
_a aRI
cl bd
R TW
K K T
Thay số vào ta được:
10,1392(1 )
0,0027sRIW
Hàm truyền hệ kín có dạng:
1,67(0,001s 1)
0,00534 (0,00267s 1) 1kIW
s
Vòng điều khiển tiếp theo Hình 8 là tốc độ:
Hình 8. Sơ đồ cấu trúc mạch vòng điều khiển tốc độ
.
. ______
1( ) .
( 1)
( 1)
( ) . (12)[ (2 )] ( 1)( 1) 1]( 1
_______)
ft
kI ahq
ft
a ft bd
bd
hqI cl bd ft
KW s W K
Js T s
K K T s
KW s
Js T s T s T s T s
với Tft = Tbd = 0,001(s) và bỏ qua các thành phần bậc cao,
ta có:. (13)
[ (2 )]________ _________
1___
a ft
bd
hqI
K K
JKW
s T s
Áp dụng tiêu chuẩn tối ưu đối xứng với đối tượng có
hàm truyền dạng tích phân quán tính bậc nhất, chọn bộ điều
khiển PI có dạng:
.
1( ) (14)
1___________ _____________
1pq
R q
Iq
W K
T s
trong đó, . 2 I
I q
T aT ; .
2
bd
pqa f t I
JKK
K K T a
(15)
khi đó: .
1( )(1 )
22
bd
RqIa f t I
JKW
aT sK K T a
(16)
chọn a = 9 và thay số vào ta được:
. 0,048I q
T ; . 0,0039
pq
K
Nên: .
10,0039(1 )
0,048R q
Ws
Vòng điều khiển ngoài cùng Hình 9 là vị trí của bàn
trượt:
Hình 9. Sơ đồ cấu trúc mạch vòng điều khiển vị trí
Hàm truyền hệ hở (khi chưa có bộ điều khiển vị trí Rq):
.
.
1. . . )
1W . . (17)
1_____ ____
1. . .
__
. 11
kI aRq vt
hqf t vt
kI aRq
f t
W W KKJs
K s T sW W K
Js T s
88 Võ Khánh Thoại
Thay số vào ta được:
2 2
0,033(0,048s 1)
s(0,005 1)(0,00046s 0,04 1)(0,000017s 0,006 1)hqW
s s s
Bỏ qua các thành phần bậc cao, ta chọn bộ điều khiển
PID. Sử dụng phương pháp của Ziegler-Nichols và tiến
hành hiệu chỉnh ta có: 400;pqk 0.01;iqk 130dqk .
Thiết kế bộ điều khiển dùng NARMA-L2
Ở bước nhận dạng hệ thống, ta chọn các thông số điều
khiển như bảng điều khiển ở Hình 10 để xác định đáp ứng
của hệ thống, với mô hình sử dụng cho việc học và nhận
dạng là đối tượng được lưu thành file MHDC1, với dữ liệu
chọn huấn luyện là 10000, số lớp ẩn là 9.
Hình 10. Bảng nhận dạng đối tượng
Tiến hành nhận dạng (Generate Training Data) ta thu
được dữ liệu vào, ra và dữ liệu huấn luyện của quá trình
như Hình 11.
Hình 11. Dữ liệu vào, ra và huấn luyện của quá trình
Bước tiếp theo ta huấn luyện đối tượng (Train Network)
với giá trị đã nhập vào hệ thống. Kết quả thu được sau khi
huấn luyện như Hình 12.
Hình 12. Dữ liệu huấn luyện và xác nhận
Dữ liệu huấn luyện với các đầu vào đã nhập, sai số giữa
đối tượng và mô hình mạng nơ-ron vào khoảng 1,5.10-4.
Dữ liệu xác nhận sai số 0,5.10-4. Sau khi có thông số của
bộ điều khiển, tiến hành xuất tín hiệu ra Simulink, ta có cấu
trúc mạng như Hình 13a. Kết quả là tạo ra các khối trong
Simulink với sáu lớp của mạng nơ-ron, được trình bày như
Hình 13b.
a. b
Hình 13. Mạng nơ-ron và cấu trúc nhận dạng đối tượng
Kết quả mô phỏng
Kết quả mô phỏng điều khiển vị trí bàn trượt dùng
phương pháp PID và phương pháp mạng nơ-ron NARMA
-L2 mà tác giả đã thực hiện trên Matlab – Simulink có mô
hình như Hình 14.
4.3.1. Điều khiển ở điều kiện không nhiễu
Sử dụng PID và NARMA-L2, ở điều kiện không nhiễu,
thay đổi điểm đặt, ta được đồ thị Hình 15.
Từ các công thức ở Mục 3 và 4, ta nhận thấy rằng, khi
sử dụng bộ PID phải có sự chỉnh định các tham số Kp, Ti,
Td. Tuy nhiên, việc chọn các tham số này phụ thuộc vào
các giá trị tham số của hệ thống, điều này sẽ gây khó khăn
cho quá trình điều khiển.
Hình 14. Mô hình điều khiển PID và NARMA-L2
Sử dụng NARMA-L2 với dữ liệu đã được nhập trước
và học trước đó giúp hệ thống có đáp ứng nhanh 1s, sai số
xác lập nhỏ 2.10-7, độ quá điều chỉnh chấp nhận được.
Hình 15. Đáp ứng hệ thống khi không nhiễu
4.3.2. Điều khiển ở điều kiện có nhiễu
Trường hợp nhiễu đầu ra (nhiễu vị trí) như Hình 16 thì
bộ điều khiển PID tỏ ra không hiệu quả, đáp ứng chậm hơn,
chất lượng bám của PID giảm xuống rõ rệt, bộ điều khiển
NARMA-L2 cho đáp ứng nhanh, bám tín hiệu đặt tốt.
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 89
Hình 16. Đáp ứng khi nhiễu vị trí (đầu ra)
Xét trường hợp nhiễu đầu vào (nhiễu đặt…), nhiễu đầu
ra (nhiễu vị trí), tham số của động cơ thay đổi (thay đổi giá
trị Ra), kết quả được thể hiện trên Hình 17.
Hình 17. Đáp ứng khi nhiễu đầu vào, đầu ra,
điện trở động cơ thay đổi
Khi có nhiễu đầu vào và ra, điện trở của động cơ thay
đổi, thời gian đáp ứng của PID (2s) chậm hơn NARMA-L2
(0,5s), sai số PID cũng lớn hơn nhiều. Bộ NARMA-L2 bám
tín hiệu đặt tốt hơn PID.
5. Kết luận
Từ thực tế khảo sát lý thuyết và ứng dụng mạng nơ-
ron, mà cụ thể là bộ NARMA-L2 (Nonlinear Auto-
regressive - Moving Average) vào đối tượng động cơ
chỉnh vị trí bàn trượt và so sánh với điều khiển kinh điển
PID, ta thấy rằng khả năng thích nghi của hệ thống được
nâng lên rất nhiều: độ quá điều chỉnh khá ít, thời gian đáp
ứng nhanh và sai số vị trí nhỏ, góp phần nâng cao chất
lượng điều khiển.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Karl Johan Åström, Tore Hägglund, ISA-The Instrumentation,
Systems and Automation Society, 2006.
[2] Ashwaq Abdulameer, Marizan Sulaiman, Mohd Shahrieel Mohd
Aras, “Tuning Methods of PID Controller for DC Motor Speed
Control”, Indonesia Journal of Electrical Engineering and
Computer Science, Vol. 3, No. 2, 2016, pp. 343-349.
[3] Cheng-Jian Lin, Cheng-Hung Chen, Chi-Yung Lee, “A TSK-Type
Quantum Neural Fuzzy Network for Temperature Control”,
International Mathematical Forum, Vol. 1, No. 18, 2006, pp. 853-
866.
[4] Nikos C.Tsourveloudis, Ramesh Kolluru, Kimon P. Valavanis and
Denis Gracanin, Suction Control of a Robotic Gripper: A Neuro
Fuzzy Approach, Robotics and Automation Laboratory, The Center for Advanjced Computer Studies and A-CIM Center, University of
Louisiana at Lafayette, Lafayette, LA, USA, 1999.
[5] Martin T. Hagan1, Howard B. Demuth2 And Orlando De Jesús1, An introduction to the use of neural networks in control systems, 1
School of Electrical & Computer Engineering, Oklahoma State
University, Stillwater, Oklahoma, 74075, USA, 2 Electrical & Computer Engineering Department, University of Colorado,
Boulder, Colorado, 80309, USA.
[6] Phạm Hữu Đức Dục, Mạng nơ-ron và ứng dụng trong điều khiển tự động, NXB Khoa học và Kỹ thuật, Hà Nội, 2009.
[7] M. Önder Efe, O. Hasan Dagci, Okyay Kaynak, Fuzzy Control of a
2-DOF Direct Drive Robot Arm by Using a Parameterized T-Norm, Bogazici University, Mechatronics Research and Application
Center, Bebek, 80815, Istanbul, Turkey.
(BBT nhận bài: 12/10/2017, hoàn tất thủ tục phản biện: 29/12/2017)
90 Lê Minh Tiến, Phạm Quốc Thái, Huỳnh Tấn Tiến, Võ Anh Vũ
THIẾT KẾ CHẾ TẠO BĂNG THỬ VÒI PHUN XĂNG
DESIGN AND DEVELOPMENT OF GASOLINE INJECTOR TEST BENCH
Lê Minh Tiến1, Phạm Quốc Thái1, Huỳnh Tấn Tiến1, Võ Anh Vũ2 1Trường Đại học Bách khoa - Đại học Đà Nẵng; [email protected]
2Nghiên cứu sinh Khóa 33, ngành Kỹ thuật Cơ khí động lực
Tóm tắt - Vòi phun là một bộ phận rất quan trọng trong hệ thống phun xăng điện tử trên động cơ đốt trong. Việc xác định các thông số chính xác của một vòi phun giúp cho chúng ta có thể sử dụng vòi phun đó một cách hiệu quả hơn, ví dụ như xây dựng một hệ thống phun xăng điện tử. Bài báo trình bày về kết quả nghiên cứu thiết kế, chế tạo băng thử vòi phun xăng điện trở cao. Mạch điều khiển sử dụng loại Arduino Uno R3, lượng nhiên liệu phun được đo bằng loadcell, áp suất nhiên liệu thay đổi nhờ một van điều chỉnh và điều áp. Kết quả nghiên cứu cho thấy đã chế tạo thành công băng thử vòi phun động cơ xăng; xây dựng được phương pháp sử dụng băng thử để xác định bộ thông số của vòi phun, từ đó có thể tính toán lượng xăng phun theo thời gian xung điều khiển vòi phun.
Abstract - Gasoline injectors are very important parts of gasoline injection system on internal combustion engines. Accurately identifying the parameters of a gasoline injector allows us to use it more efficiently, for example, building a custom electronic fuel injection. This research presents the results of the development of a gasoline injector test bench. The control circuit uses the Arduino Uno R3, the gasoline injection amount is determined by load cell, the gasoline pressure in the injector is changed by a pressure regulator. The research results show that a high resistance gasoline injector test bench has been successfully developed and a method of determining the parameters of the injector is built so that the gasoline injection amount can be calculated according to the injection time.
Từ khóa - vòi phun xăng; hệ thống phun xăng điện tử; động cơ đốt trong; Arduino; băng thử vòi phun.
Key words - gasoline injectors; electronic gasoline injection system; internal combustion engine; Arduino; injector test bench.
1. Giới thiệu
Sau hơn một thế kỷ từ khi được phát minh, lịch sử của
ngành công nghiệp ô tô sử dụng động cơ đốt trong đã trải
qua những bước phát triển lớn. Từ bộ chế hòa khí đơn giản
và hệ thống đánh lửa magneto ban đầu, đến nay đã được
thay thế bằng hệ thống phun xăng và đánh lửa điện tử với
đặc tính làm việc tối ưu gần với đặc tính lý thuyết, nhằm
tăng hiệu suất làm việc, giảm mức tiêu thụ nhiên liệu và ô
nhiễm môi trường.
Hệ thống phun xăng điều khiển điện tử có 2 loại: gián
tiếp và trực tiếp. Với hệ thống phun xăng gián tiếp, nhiên
liệu được phun vào đường ống nạp thông qua vòi phun
được điều khiển bằng ECU (Electronic Control Unit) để
tạo hòa khí bên ngoài trước khi được hút vào bên trong xi
lanh. Lượng nhiên liệu được phun bởi vòi phun đóng vai
trò quan trọng ảnh hưởng đến hiệu năng và mức phát thải
ô nhiễm của động cơ.
Hình 1. Vòi phun động cơ xăng
1- Lỗ vòi phun; 2- Ti kim; 3- Lõi từ; 4- Cuộn dây điện từ;
5- Đầu nối điện; 6- Lưới lọc; 7- Đệm làm kín
Vòi phun xăng thực chất là một van điện từ. Sơ đồ cấu
tạo của vòi phun xăng được thể hiện trên Hình 1. Khi ECU
đưa dòng điện qua cuộn dây điện từ của vòi phun, từ trường
do cuộn dây sinh ra hút lõi từ làm ti kim nhấc lên và nhiên
liệu được phun ra. Độ nâng của ti kim khoảng 0,05 mm đến
0,10 mm tùy theo từng loại vòi phun. Sau khoảng thời gian
từ 1,5 ms đến 18 ms tùy theo tình trạng vận hành, ECU ngắt
điện qua cuộn dây điện từ làm mất từ trường hút lõi từ và
ti kim bị lò xo đẩy về đóng chặt đế lỗ phun. Quá trình phun
nhiên liệu như vậy kết thúc [1]. Khối lượng nhiên liệu được
phun phụ thuộc vào:
- Thời gian điều khiển mở vòi phun t1 = to + t (ms) và
thời gian mở của vòi phun t2 = to + t + tc (ms) (to (ms): thời
gian từ lúc ECU cấp điện đến khi vòi phun mở hoàn toàn;
t (ms): thời gian từ lúc vòi phun mở hoàn toàn đến khi ECU
ngắt điện; tc (ms): thời gian từ khi ECU ngắt điện đến khi
vòi phun đóng hoàn toàn).
- Lượng phun trong một đơn vị thời gian (phụ thuộc
vào đặc điểm của từng loại vòi phun – hằng số vòi phun).
- Khối lượng riêng của nhiên liệu.
- Độ chênh áp giữa áp suất nhiên liệu với áp suất phía
trước lỗ vòi phun.
Thời gian to được gọi là thời gian chết. Khi điện áp điều
khiển mở vòi phun càng cao thì to càng nhỏ (không tuyến
tính), vòi phun mở nhanh hơn. Với một thời gian mở cơ
bản cho trước, áp suất nhiên liệu và nhiệt độ không đổi,
điện áp cao hơn thì lượng nhiên liệu được phun nhiều hơn.
Với loại vòi phun điện trở cao, thời gian to = 1 - 1,5 ms và
tc ≈ to/2 [2], [3].
Hình 2. Quan hệ giữa dòng điện và thời gian to, t, tc
Trong quá trình giảng dạy và nghiên cứu khoa học tại
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 91
Khoa Cơ khí Giao thông, Trường Đại học Bách khoa - Đại
học Đà Nẵng, việc xác định đặc tính của vòi phun có sẵn
không thể thực hiện được do nhà trường không có thiết bị để
xác định thông số vòi phun, đồng thời trên thị trường cũng
không có sẵn thiết bị này. Vì vậy, việc chế tạo một băng thử
có thể mô phỏng điều khiển hoạt động vòi phun tương tự
như trên động cơ thật là cần thiết, với một số tính năng như:
- Có thể thay đổi thời gian phun theo mili giây (ms);
- Có thể thay đổi áp suất nhiên liệu;
- Xác định được lưu lượng nhiên liệu phun.
Việc sử dụng băng thử giúp cho chúng ta có thể:
- Xây dựng được công thức xác định lượng nhiên liệu
phun theo thời gian điều khiển phun;
- Kiểm tra hư hỏng vòi phun.
Với thiết bị này, hiệu quả nghiên cứu khoa học của sinh
viên, học viên cao học cũng như cán bộ giảng viên Khoa Cơ khí
Giao thông, Trường Đại học Bách khoa – Đại học Đà Nẵng sẽ
tăng lên. Đồng thời thiết bị này là cơ sở giúp các sinh viên đang
tham gia cuộc thi “Lái xe sinh thái tiết kiệm nhiên liệu” của
Honda, cũng như cuộc thi “Shell Echo-marathon” có thể tự thiết
kế hệ thống phun xăng điện tử cho động cơ nhằm giảm tối đa
tiêu hao nhiên liệu.
2. Thiết kế chế tạo băng thử
2.1. Mục đích sử dụng băng thử
Quá trình điều khiển phun lượng xăng Gnl vào đường
nạp trên hệ thống phun xăng điện tử thực chất là điều khiển
thời gian mở vòi phun t1. Nếu không có sự điều chỉnh, tại
một vị trí tải và tốc độ, thời gian mở vòi phun khác nhau sẽ
tạo ra hỗn hợp không khí nhiên liệu với tỉ lệ khác nhau.
Gọi p (kg/cm2) là chênh áp giữa áp suất nhiên liệu và
áp suất sau vòi phun. Vì áp suất sau vòi phun trên băng thử
là áp suất khí trời nên p chính là áp suất nhiên liệu được tạo
ra trong quá trình thử nghiệm. Lượng xăng phun trong một
chu trình Gnl (g) được xác định như sau:
Gnl = Go + G + Gc (g) (1)
Với Go (g): lượng xăng phun thời gian to; G (g): lượng
xăng phun thời gian t; Gc (g): lượng xăng phun thời gian tc;
Gọi K (g/ms) là hệ số phụ thuộc vào cấu tạo vòi phun,
loại nhiên liệu.
Ta có, lượng xăng phun trong thời gian t là:
G = K.t (g) (2)
Dựa vào Hình 2 ta thấy rằng lượng nhiên liệu phun
trong thời gian to và tc:
Go + Gc < K.to (3)
Như vậy, từ (1), (2) và (3) ta suy ra:
Gnl = x.K.to + K.t (g), với 0 < x < 1 (4)
Công thức (4) cho thấy rằng, cùng một vòi phun và loại
nhiên liệu sử dụng, chênh áp giữa áp suất nhiên liệu và áp
suất trước vòi phun không thay đổi thì lượng nhiên liệu
phun vào một xylanh Gnl chỉ phụ thuộc vào thời gian t. Như
vậy, với một vòi phun cần khảo sát đặc tính, ta sẽ tìm ra
một bộ thông số (loại nhiên liệu, p, to, K). Với bộ thông số
này, ta có thể hoàn toàn xác định chính xác lượng nhiên
liệu phun qua vòi phun bằng thời gian phun t1.
2.2. Thiết kế băng thử
2.2.1. Phương án điều khiển vòi phun
Vì sử dụng bơm nhiên liệu không thể thay đổi áp suất
phun, phương án nhóm tác giả sử dụng là dùng khí nén có
thể thay đổi áp suất để nén trực tiếp bình nhiên liệu. Để
điều khiển vòi phun, sử dụng chân digital của vi điều khiển
kết hợp với mô-đun điều khiển công suất để điều khiển vòi
phun. Thời gian đóng mở vòi phun tương ứng với thời gian
chân digital ở mức logic 1.
Hình 3. Sơ đồ phương án điều khiển vòi phun
1- Bình nhiên liệu; 2- Lọc nhiên liệu; 3- Vòi phun
2.2.2. Phương án xác định lượng nhiên liệu phun
Để xác định lượng nhiên liệu tiêu thụ, ta sử dụng
phương án dùng cảm biến lực (loadcell) để xác định lượng
nhiên liệu tiêu thụ, vì cảm biến lực phổ biến có giá thành
phù hợp và độ chính xác cao.
Hình 4. Phương án xác định lượng nhiên liệu phun
1- Vòi phun; 2- Bình nhiên liệu; 3- Loadcell; 4- Mô-đun ADC
2.2.3. Thông số các thành phần chính
a. Mạch vi điều khiển Arduino Uno R3 [4]
Đặc điểm nổi bật của các mạch Arduino là môi trường
phát triển ứng dụng vi điều khiển cực kỳ dễ sử dụng, với
một ngôn ngữ lập trình có thể học một cách nhanh chóng
ngay cả với người ít am hiểu về điện tử và lập trình.
Arduino Uno R3 sử dụng chip Atmega328. Nó có 14 chân
digital I/O, 6 chân đầu vào analog, thạch anh dao động
16Mhz (Bảng 1).
Hình 5. Mạch Arduino Uno R3 (trái) và Sensor Shield (phải)
92 Lê Minh Tiến, Phạm Quốc Thái, Huỳnh Tấn Tiến, Võ Anh Vũ
Bảng 1. Thông số kỹ thuật Adruino UNO R3
Thông số Giá trị
Vi điều khiển ATmega328
Điện áp hoạt động 5 V
Điện áp vào khuyên dùng 7 V – 12 V
Điện áp vào giới hạn 6 – 20 V
Digital/Opin 14 (chân 0 - 13)
Analog input pins 6 (Chân A0 – A5)
Cường độ dòng diện trên mỗi I/Opin 20 mA
Cường độ dòng diện trên mỗi 3,3Vpin 50 mA
Flash Memory 32 KB
SRAM 2 KB
EEPROM 1 KB
Tốc độ 16 MHz
Để giúp mạch Arduino Uno R3 kết nối với các cảm
biến, giao tiếp cổng COM và giao tiếp I2C một cách đơn
giản tại mọi thời điểm (như là shield LCD) hoặc các
mô-đun giao tiếp I2C, ta sử dụng Arduino Sensor Shield.
b. Vòi phun
Có 2 loại vòi phun: loại điện trở thấp (<3 Ω) và loại
điện trở cao (>10 Ω). Vòi phun thường có 2 chân: một chân
nối nguồn 12 V, chân còn lại nối ECU để điều khiển thông
mass nhờ transitor. Vòi phun điện trở cao rất dễ điều khiển,
chỉ cần cấp điện 12 V trực
tiếp cho vòi phun. Vòi
phun điện trở thấp lắp vào
mạch phải qua điện trở phụ
và khó điều khiển hơn bởi
vì cần phải tạo một dòng
điện “đỉnh” đủ cao để mở
vòi phun (∼ 4 A) và sau đó
là dòng điện “giữ” thấp
hơn, đủ để vòi phun vẫn
mở mà không làm cháy vòi
phun (∼ 1 A). Để thuận tiện trong việc thiết kế và thi công
thiết bị, ta ưu tiên chọn loại vòi phun điện trở cao. Vòi phun
được chọn sử dụng là loại điện trở cao sử dụng trên động
cơ 1.8L 4 xi lanh thẳng hàng 1ZZ-FE (Hình 6). Bộ thông
số như đã đề cập ở đề mục (2.1) của vòi phun sẽ được xác
định sau khi chạy thử nghiệm trên băng thử.
c. Loadcell
Loadcell là thiết bị
cảm biến dùng để
chuyển đổi lực hoặc
trọng lượng điện thành
tín hiệu điện. Loadcell
được cấu tạo bởi hai
thành phần, thành
phần thứ nhất là “Strain gage” và thành phần còn lại là
“Load”. Strain gage là một điện trở đặc biệt chỉ nhỏ bằng
móng tay, có điện trở thay đổi khi bị nén hay kéo giãn và được
nuôi bằng một nguồn điện ổn định, được dán chết lên “Load”-
một thanh kim loại chịu tải có tính đàn hồi.
Loadcell hoạt động trên nguyên lý cầu điện trở cân bằng
Wheatstone. Giá trị lực tác dụng tỉ lệ với sự thay đổi điện
trở cảm ứng trong cầu điện trở và do đó tỉ lệ với tín hiệu
điện áp đầu ra. Loadcell thường được sử dụng để cảm ứng
các lực lớn, tĩnh hay các lực biến thiên chậm.
Để phù hợp với việc cân nhiên liệu trên băng thử, ta
chọn loadcell YZC-133 có thang đo 10 kg (Bảng 2).
Bảng 2. Bảng thông số kỹ thuật của cảm biến lực Loadcell
Thông số Giá trị
Model YZC – 133
Tải trọng 10 (Kg)
Độ nhạy 1,0±1,5 (mV/V)
Độ lệch tuyến tính 0,05 (%)
Ảnh hưởng nhiệt độ tới độ nhạy 0,003 (%RO/°C)
Ảnh hưởng nhiệt độ tới điểm không 0,02 (%RO/°C)
Độ cân bằng điểm không ±0,1 (%RO)
Trở kháng đầu vào 1.066 ± 20 (Ω)
Trở kháng ngõ ra 1.000 ± 20 (Ω)
Trở kháng cách li 50V 2.000 (mΩ)
Điện áp hoạt động 5 (V)
Nhiệt độ hoạt động -20 ~ 65 (°C)
Chất liệu cảm biến Nhôm
d. Bộ điều chỉnh áp suất xăng
Chọn bộ điều chỉnh áp suất khí nén STNC TR2000-02
(Bảng 3) để thay đổi áp suất nhiên liệu theo yêu cầu trong
quá trình thực hiện thí nghiệm. Đây là bộ điều chỉnh kiểu
dẫn khí cân bằng, kèm cơ cấu tràn, nên có những đặc tính
ưu việt như: ổn áp có độ nhạy cao, phản ứng nhanh, khóa
chặn chắc chắn, đồng thời có khả năng lắp ráp tương ứng
với các sản phẩm khác.
Bảng 3. Thông số kỹ thuật bộ điều áp STNC TR2000-02
Quy cách TR2000-02
Môi trường làm việc Không khí
Lưu lượng 500 (L/mm)
Áp lực sử dụng 0,05 - 1 (MPa)
Nhiệt độ 0 - 60 (°C)
Kiểu van Kiểu van tràn
Kiểu ren đồng hồ G1/8
Hãng sản xuất STNC
e. Đồng hồ hiển thị áp suất
Ta sử dụng đồng hồ đo
áp suất dùng để hiển thị áp
suất của nhiên liệu trong
quá trình thực hiện thí
nghiệm kết hợp với bộ
điều áp để điều chỉnh áp
suất theo yêu cầu.
Hình 8. Đồng hồ hiển thị áp suất
f. Module ADC 24bit HX711
Module ADC 24bit HX711 (Bảng 4) là mạch đọc giá
trị của loadcell có độ phân giải 24bit với tốc độ lấy mẫu là
12 lần/giây. Mô-đun giao tiếp với vi điều khiển qua 2 dây
(clock và data).
Bảng 4. Thông số kỹ thuật của ADC 24bit HX711
Điện áp làm việc 2,7 ÷ 5 (V)
Dòng tiêu thụ < 1,5 (mA)
Tốc độ lấy mẫu 12 (SPS)
Độ phân giải 24 bit ADC
Độ phân giải điều áp 40 (mV)
Hình 7. Loadcell
Hình 6. Vòi phun điện trở cao
sử dụng trên động cơ 1ZZ-FE
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 93
g. Bình chứa nhiên liệu
Bình chứa nhiên liệu có
áp suất làm việc an toàn
dưới 10 kg/cm2.
Hình 9. Bình chứa nhiên liệu
h. Sơ đồ mạch điện
Hình 10. Sơ đồ mạch điện
2.2.4. Chế tạo khung và lắp đặt hoàn thiện băng thử
Từ bản vẽ thiết kế, chế tạo khung giá đỡ và lắp đặt các
thành phần lên băng thử như Hình 11.
Hình 11. Thiết kế chế tạo khung băng thử
3. Thử nghiệm và đánh giá
3.1. Các thông số chọn
Bảng 5. Bảng thông số chọn
Thời gian xung điều khiển (ms) 2 4 6 8 10
Áp suất nhiên liệu (kg/cm2) 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0
3.2. Kiểm tra tín hiệu điều khiển vòi phun
Hình 12. Tín hiệu xung điều khiển mở vòi phun ti = 2,4 ms
Trước khi tiến hành thử nghiệm, kiểm tra xung điều
khiển thời gian mở vòi phun ti có hoạt động đúng theo yêu
cầu hay không. Từ các kết quả kiểm tra, nhận thấy băng
thử hoạt động chính xác ở các thời gian đóng mở vòi phun.
Hình 13. Tín hiệu xung điều khiển mở vòi phun ti = 6,8 ms
3.3. Xác định thời gian mở nhỏ nhất to của vòi phun
Để xác định to của vòi phun thử nghiệm ở các mức áp
suất khác nhau, ta sẽ điều chỉnh thời gian xung điều khiển
tăng từ 0,5 ms đến 1,5 ms với bước điều chỉnh là 0,1 ms
đến khi nào vòi phun bắt đầu phun thì dùng lại và ghi lại số
liệu. Sau quá trình kiểm tra ta có số liệu như Bảng 6.
Bảng 6. Thời gian to của vòi phun
Áp suất nhiên liệu, kg/cm2 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0
Thời gian to, ms 1,0 1,1 1,1 1,2 1,2
3.4. Thử nghiệm phun xăng
3.4.1. Các bước tiến hành thử nghiệm
• Bước 1: Đổ đầy xăng vào bình chứa;
• Bước 2: Điều chỉnh áp suất xăng theo yêu cầu;
• Bước 3: Bắt đầu tiến hành phun nhiên liệu với thời
gian t1 và số lần phun 2.500 ở tốc độ mô phỏng là 3.000
vòng/phút; Số lượng phun 2.500 lần dựa trên khối lượng
xăng phun nằm trong vùng làm việc hiệu quả của loadcell
và thời gian thực hiện một lần thử nghiệm là nhỏ nhất;
• Bước 4: Ghi lại số liệu kết quả thực hiện.
3.4.2. Kết quả thử nghiệm
Kết quả thử nghiệm tổng 2.500 lần phun được trình bày
trên Bảng 7 và kết quả tính trung bình 1 lần phun được trình
bày trên Bảng 8.
Bảng 7. Bảng lượng xăng (g) sau 2.500 lần phun
t1 (ms) p (kg/cm2)
2,0 2,5 3,0 3,5 4,0
2 12,71 13,61 14,32 15,58 16,18
4 28,45 31,08 33,1 35,55 38,09
6 44,12 48,74 52,05 55,42 59,09
8 60,87 65,73 70,36 75,99 79,75
10 75,86 81,25 90,31 96,54 102,42
Bảng 8. Bảng lượng xăng (g) trung bình 1 lần phun
t1 (ms) p (kg/cm2)
2,0 2,5 3,0 3,5 4,0
2 0,0051 0,0054 0,0057 0,0062 0,0065
4 0,0114 0,0124 0,0132 0,0142 0,0152
6 0,0176 0,0195 0,0208 0,0222 0,0236
8 0,0243 0,0263 0,0281 0,0304 0,0319
10 0,0303 0,0325 0,0361 0,0386 0,0410
94 Lê Minh Tiến, Phạm Quốc Thái, Huỳnh Tấn Tiến, Võ Anh Vũ
Hình 14. Đồ thị xác định hệ số x, K tại áp suất p = 2,0 kg/cm2
Hình 15. Đồ thị xác định hệ số x, K tại áp suất p = 2,5 kg/cm2
Hình 16. Đồ thị xác định hệ số x, K tại áp suất p = 3,0 kg/cm2
Hình 17. Đồ thị xác định hệ số x, K tại áp suất p = 3,5 kg/cm2
Hình 18. Đồ thị xác định hệ số x, K tại áp suất p = 4,0 kg/cm2
Từ Bảng 8, xây dựng các hàm xấp xỉ theo công thức (4)
được các đồ thị (từ Hình 14 đến Hình 18). Ta xác định được
bộ thông số (p, x, K) của vòi phun với sai số nhỏ hơn 2%,
được trình bày trên Bảng 9. Giá trị x = 0,6 không thay đổi
khi thay đổi p.
Bảng 9. Bộ thông số (p, x, K) của vòi phun thử nghiệm
STT p (kg/cm2) x K (g/ms)
1 2,0 0,6 31,5e-4
2 2,5 0,6 34,5e-4
3 3,0 0,6 37,2e-4
4 3,5 0,6 40,5e-4
5 4,0 0,6 43,0e-4
Từ Bảng 9, dùng phương pháp xấp xỉ hàm tuyến tính,
xác định được hệ số K theo áp suất nhiên liệu của vòi phun
như sau:
K = 0,00029.p + 0,002864 (g/ms) (5)
Hình 19. Xấp xỉ giá trị K theo áp suất p
4. Kết luận
Sau quá trình nghiên cứu, thiết kế, chế tạo băng thử vòi
phun động cơ xăng, tiến hành thử nghiệm trên vòi phun
mẫu, ta rút ra một số kết luận như sau:
• Đã chế tạo thành công băng thử vòi phun động cơ
xăng cho loại vòi phun điện trở cao;
• Bằng cách sử dụng băng thử vòi phun để thử nghiệm vòi
phun, ta đã xây dựng được phương pháp xác định công thức
tính toán lượng xăng phun Gnl qua vòi phun theo thời gian điều
khiển mở vòi phun t1 với áp suất nhiên liệu p bất kỳ.
Để nâng cao hiệu quả của băng thử vòi phun, hướng
phát triển trong thời gian đến là:
• Bổ sung phương án điều khiển vòi phun điện trở thấp.
• Thay thế đồng hồ đo áp suất cơ học bằng cảm biến áp
suất để tăng độ chính xác của kết quả đo.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Rolf Gscheidle, Stuidiendirektor, Winnenden, Kỹ thuật ô tô và xe
máy hiện đại (bản dịch tiếng Việt), Europa Lehrmittel, 2013.
[2] L. Ostrica, M. Gutten, J. Jurcik, “Analysis of gasoline injection
system”, Journal of Electrical Engineering, ISSN 1542-8594, Vol 14, 2014, pp. 248-252.
[3] Milan Sebok, Jozef Jurcik, Miroslav Gutten, Daniel Korenciak,
Jerzy Roj, Pawel Zukowski, “Diagnostics and measurement of the
gasoline engines injection system”, Przegląd Elektrotechniczny,
ISSN 0033-2097, r. 91 NR 8/2015, pp. 77 - 80.
[4] https://www.arduino.cc/
(BBT nhận bài: 15/11/2017, hoàn tất thủ tục phản biện: 26/12/2017)
0.00%
1.00%
2.00%
3.00%
4.00%
5.00%
0
0.01
0.02
0.03
0 2 4 6 8 10 12Thực nghiệm (g/ct) Sai số (%)
0.00%
1.00%
2.00%
3.00%
4.00%
5.00%
0
0.01
0.02
0.03
0 2 4 6 8 10 12Thực nghiệm (g/ct) Sai số (%)
0.00%
1.00%
2.00%
3.00%
4.00%
5.00%
0
0.01
0.02
0.03
0 2 4 6 8 10 12Thực nghiệm (g/ct) Sai số (%)
0.00%
1.00%
2.00%
3.00%
4.00%
5.00%
0
0.01
0.02
0.03
0.04
0 2 4 6 8 10 12Thực nghiệm (g/ct) Sai số (%)
0.00%
1.00%
2.00%
3.00%
4.00%
5.00%
0
0.005
0.01
0.015
0.02
0.025
0.03
0.035
0.04
0 2 4 6 8 10 12
Thực nghiệm (g/ct) Sai số (%)
y = 0.00029x + 0.002864
0.0031
0.0033
0.0035
0.0037
0.0039
0.0041
0.0043
2 2.5 3 3.5 4K Linear (K)
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 95
TÍNH TOÁN THỜI GIAN CẤP ĐÔNG THỰC PHẨM HÌNH DẠNG BẤT KỲ
VỚI HAI BIÊN ĐỐI LƯU KHÔNG ĐỐI XỨNG
CALCULATION OF FREEZING TIME FOR MULTIDIMENSIONAL SHAPE FOOD
BY TWO NONSYMMETRIC CONVECTION BOUNDARY
Hoàng Minh Tuấn1, Võ Chí Chính2, Nguyễn Thành Văn2 1Trường Cao đẳng Công nghiệp Huế; [email protected]
2Trường Đại học Bách khoa - Đại học Đà Nẵng; [email protected]
Tóm tắt - Bài báo này trình bày một mô hình giải tích đơn giản để tính toán tính chất nhiệt vật lý và thời gian cấp đông thực phẩm hình dạng bất kỳ bằng hai biên đối lưu không đối xứng. Mô hình này dựa vào phương trình cân bằng nhiệt tức thời của vật cho các giai đoạn chuyển pha với quá trình truyền nhiệt không ổn định trong giai đoạn làm lạnh, chuyển pha và quá lạnh. Phương pháp này cho kết quả khá chính xác so các phương pháp đã có từ trước đến nay, kể cả phương pháp sai phân và phần tử hữu hạn. Nhờ các phép tính này dễ dàng được lập trình trên máy tính, nên cho phép dự đoán đơn giản, nhanh chóng và chính xác thời gian đông lạnh thực phẩm. Kết quả nghiên cứu chứng minh thời gian cấp đông của phương pháp này so với phương pháp phần tử hữu hạn và thực nghiệm không quá 10%.
Abstract - This article presents a simple analytic model used to predict thermal properties and freezing time of food in multidimensional shape by two nonsymmetrical convection boundaries. This model is based on the energy balance equation of food products for transition phase with unsteady heat transfer in pre-cooling, phase change and tempering time. This method gives more accurate results than the previous methods, including the finite difference and finite element methods. Based on these calculations, it is easy to program on computer and allows us to predict quick, simple and accurate freezing time of food. Compared with finite element method, this method indicates that freezing time does not exceed 10%.
Từ khóa - hình dạng bất kỳ; không đối xứng; thời gian đóng băng; thực phẩm; truyền nhiệt không ổn định
Key words - multidimensional shape; nonsymmetric; freezing time; food product; transient heat transfer
1. Đặt vấn đề
Đông lạnh là một trong những phương pháp quan trọng
để bảo quản thực phẩm. Do đó, tính toán thời gian cấp đông
là yếu tố quan trọng quyết định đến chất lượng thực phẩm.
Để giải được bằng giải tích người ta phải có nhiều giả thiết
để đơn giản bài toán nên hiện nay chưa có một phương
pháp giải nào đủ độ tin cậy và chính xác. Hầu hết các
phương pháp giải tích để tính toán thời gian đóng băng
được phát triển từ phương trình của Plank [15]. Hạn chế
của phương pháp này là coi nhiệt độ ban đầu của vật bằng
nhiệt độ điểm đông, tính chất nhiệt vật lý không thay đổi,
dẫn nhiệt trong lớp băng là ổn định, không tách riêng quá
trình chuyển pha đẳng nhiệt khỏi hai quá trình đơn pha có
nhiệt độ giảm.
Các phương pháp khác của Nagaoka và cộng sự [13];
Cleland và Earle [3], [4], [5]; Hung và Thompson đã được
đề xuất để điều chỉnh phương trình Plank [16]. Bên cạnh
đó, một số phương pháp của Mascheroni và Calvel [12];
De Michelis và Calveo [9]; Castaigne [2] và Pham [15] có
kết hợp với phương trình cân bằng nhiệt trong quá trình làm
lạnh và quá lạnh.
Mascheroni và Calvelo [12] đã đề xuất một phương
pháp tính toán thời gian cấp đông thực phẩm với điều kiện
biên loại ba đối xứng. Phương pháp này khá chính xác.
Thời gian đóng băng là tổng của thời gian làm lạnh, chuyển
pha và quá lạnh. Thời gian chuyển pha sử dụng phương
trình Plank [16] để tính toán. Tuy nhiên, phương pháp này
sử dụng đồ thị trong quá trình tính toán, có thể mắc phải
sai số của các đồ thị.
Trong khuôn khổ bài báo này, chúng tôi đề xuất phương
pháp mới xác định thời gian đóng băng cho thực phẩm có
hình dạng bất kỳ với biên đối lưu không đối xứng. Đây là
bài toán cơ sở để xác định thời gian đóng băng cho thực
phẩm có hình dạng khác nhau và có thể ứng dụng vào trong
sản xuất.
2. Kết quả nghiên cứu và khảo sát
2.1. Tính toán tính chất nhiệt vật lý của thực phẩm
Tính chất nhiệt vật lý của thực phẩm được xác định khá
chính xác với thực tế bằng mối quan hệ đơn giản nếu biết
được thành phần khối lượng nước, chất béo và rắn trong
thực phẩm [6]:
W F S 1 (1)
Ở đây, W là thành phần khối lượng nước, F là thành
phần khối lượng chất béo, S là thành phần khối lượng chất
rắn.
2.1.1. Nhiệt độ bắt đầu đóng băng
Nhiệt độ bắt đầu đóng băng của thực phẩm được xác
định bởi công thức [8]:
o
0t 1,8 W, C
(2)
2.1.2. Hàm lượng băng
Hàm lượng băng được tính bởi biểu thức [11]:
0tI W 0,25S 120
(3)
Trong đó: I là hàm lượng băng khi đông lạnh hoàn toàn.
2.1.3. Khối lượng riêng
Khối lượng riêng thực phẩm phụ thuộc vào vật ẩm đó
đã đóng băng hay chưa. Tuy nhiên, nó thay đổi khá nhỏ nên
có thể xác định bởi giá trị trung bình [8]:
31, kg / m
W S F
1000 1300 850
(4)
96 Hoàng Minh Tuấn, Võ Chí Chính, Nguyễn Thành Văn
2.1.4. Hệ số dẫn nhiệt
Đối với thực phẩm chưa đóng băng [11]:
l
W S F, W / mK
1695 5306 4722
(5)
Đối với thực phẩm đóng băng [11]:
p p
s
p p
4,8 k 2 2,4 k C2,4 , W / mK
4,8 k 2,4 k C
(6)
Với C, kp là các hệ số và được xác định cụ thể bởi [8]
2.1.5. Nhiệt dung riêng
Đối với thực phẩm chưa đóng băng [6]:
lc 4180W 1400S 1900F, J / kgK (7)
Đối với thực phẩm đóng băng [6]:
sc 4180 W I 1940I 1400S 1900F, J / kgK (8)
2.2. Phát biểu bài toán đông lạnh thực phẩm và các giả
thuyết nghiên cứu
2.2.1. Phát biểu bài toán
Xét thực phẩm dạng tấm phẳng rộng vô hạn có chiều dày
2 như Hình 1. Khối lượng riêng và nhiệt dung riêng pha
ẩm và pha rắn là l , lc và s ,
sc . Thực phẩm có độ ẩm ,
hệ số dẫn nhiệt pha ẩm l và rắn
s , nhiệt độ ban đầu it ,
nhiệt độ bắt đầu đóng băng 0t , nhiệt hóa rắn pha ẩm rc và
được quá lạnh để nhiệt độ lớn nhất của vật đạt ct bằng cách
cho vật tiếp xúc với hai môi trường có nhiệt độ
f1 f 2 c 0 it t t t t .
Cần tính thời gian cấp đông theo các thông số của bài
toán.
Hình 1. Phân bố t(x,) trong vật trong quá trình đóng băng
và quá lạnh
2.2.2. Giả thiết nghiên cứu
1. Tại mỗi thời điểm coi nhiệt độ t() trong vật
đơn pha (ẩm hoặc băng) là phân bố đều trong thể tích
của vật.
2. Các thông số vật lý ,c, của vật ẩm hoặc băng là
không đổi và phân bố đều trong vật.
3. Quá trình đóng băng là quá trình chuyển pha từ lỏng
sang rắn của các thành phần ẩm trong thực phẩm ở nhiệt
độ hóa rắn t = t0 = const và tỏa ra lượng nhiệt bằng nhiệt
hóa rắn r.
2.3. Tính toán thời gian cấp đông
2.3.1. Tính thời gian làm lạnh vật ẩm 1
Thời gian làm lạnh vật ẩm 1 từ nhiệt độ ban đầu ti đến
nhiệt độ bắt đầu hóa rắn t0 được tính theo phương trình cân
bằng nhiệt lúc cho V 2 f sau thời gian vô cùng bé d
khi nhiệt độ giảm một lượng dt là k1 k2du Q Q hay:
l l 1 f1 2 f 22 f c ( dt) k f (t t ) k f (t t ) d (9)
1 2 1 f1 2 f 2
l l
k k k t k tdtt
d 2 c 2 c
a
m1 i m1t( ) t (t t ).e
Trong đó: 11 2
l
k ka , s
2 c
, 1 f1 2 f 2m1
1 2
k t k tbt , K
a k k
l i m1
1
1 2 0 m1
2 c t tln , s
k k t t
(10)
Với 1
1 2l 1
1 Wk ,
2 m K
, 1
2 2l 2
1 Wk ,
2 m K
Khi f1 f 2 ft t t và 1 2 đây là bài toán cấp đông
với hai biên đối lưu đối xứng, thời gian 1 được tính bằng
công thức:
l i f
1dx
0 f
c t tln , s
k t t
(11)
2.3.2. Tính thời gian chuyển pha 2
a. Tính thời gian chuyển pha mặt tiếp xúc ( f1t và 1 )
với Kx 0 x là 12 :
Gọi x là độ dày lớp băng đã tạo ra trước thời điểm ,
dx là độ dày lớp băng mới tạo ra sau thời gian vô cùng bé
d . Phương trình cân bằng nhiệt là:
0 f1
l 1
t tr f dx fd , J
x 1
(12)
+ Luật đóng băng (x) , là dạng tích phân của phương
trình (12):
x
0 f1 l 10 0
r x 1d dx
t t
2 l
l 0 f1 1
2 xr(x) x , s
2 t t
(13)
Hàm ngược của (x) cũng gọi là luật đóng băng, có
dạng:
l2
l 0 f1 l
211
2 t tx( ) , m
r
21 1 1x( ) A x x , m (14)
Trong đó: l 0 f1 2 1
1
2 t tA , m s
r
, l1
1
x , m
+ Vận tốc đóng băng là vận tốc chuyển động của mặt
băng ra xa môi trường lạnh:
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 97
11 1
21
1 1
A Adxv , ms
d 2 x( ) x 2 A . x
(15)
Biểu thức (15) cho biết vận tốc đóng băng tỷ lệ nghịch
với .
+ Gia tốc đóng băng (hay gia tốc của mặt băng) là:
221
32
1 1
Adv dv dxa , ms
dt dx d4 A x
(16)
Biểu thức (16) cho biết gia tốc đóng băng giảm khi x và
tăng.
b. Tính thời gian chuyển pha mặt tiếp xúc ( f 2t và 2 )
với Ky 0 y là 22
Thiết lập tương tự như Mục 2.3.2.a ta có các biểu thức
của luật đóng băng, vận tốc và gia tốc đóng băng như sau:
22 2 2y( ) A x x , m (17)
12
22 2
Adyv , ms
d 2 A x
(18)
222
32
2 2
Adv dv dya , ms
dt dy d4 A x
(19)
Với: l 0 f 2 2 12
2 t tA , m s
r
, l2
2
x , m
c. Tính thời gian chuyển pha 2
Vì sau thời gian 2 , hai mặt băng tiến sát nhau, làm cho
toàn bộ bề dày 2 của thực phẩm được đóng băng hoàn
toàn, nên ta có 2 2x( ) y( ) 2 , hay là:
2 2
1 2 1 1 2 2 2 2A x x A x x 2
(20)
Phương trình (21) sau phép biến đổi tương đương có
dạng: 21 2 1 2 1a b c 0 (21)
Với: 2 4 21 1 2a (A A ) , m s
, 2 2 2 2
1 2B x x , m
2 2 4 11 1 2 1 2 1 2b 2B A A 4A x 4x A , m s
Ở đây: 1 22 x x , m , 2 2 2 41 1 2c 4.x .x B , m
Nghiệm của phương trình (21) là:
212 1 1 1
1 1
b 1b 4a c , s
2a 2a
2K 2 1 2 1 1x x( ) A x x , m
và 2K 2 2 2 2 2y y( ) A x x , m
Khi cấp đông với hai biên đối lưu đối xứng ( f1 f 2t t
và 1 2 ) thì:
2
2dx0 f l
r, s
t t 2.
(22)
2.4. Tính thời gian quá lạnh băng 3
Phương trình cân bằng nhiệt cho khối băng V 2 f
đang quá lạnh lúc sau d là k1 k2du Q Q hay:
s 1 f1 2 f 22 f c ( dt) k (t t )f k (t t )f d (23)
1 2 1 f1 2 f 2
s s
k k k t k tdtt
d 2 c 2 c
am2 0 m2t t t t e (24)
s 0 m2
3
1 2 c m2
2 c t tln , s
k k t t
(25)
Với:1
k1 2
s 1
x 1 Wk ,
m K
và 1
k2 2
s 2
y 1 Wk ,
m K
2 2
m2 i fi i
i 1 i 1
t k .t / k , K
Trong trường hợp cấp đông với hai biên đối lưu đối
xứng ( f1 f 2 ft t t và 1 2 ) thì:
s 0 f
3dx
c f
c t tln , s
k t t
(26)
2.5. Hệ số hình học quy đổi của vật ẩm
Cleland và Earle [5] đã tính toán thời gian đông lạnh
cho thực phẩm có hình dạng phi tiêu chuẩn như sau:
ptc , sE
(27)
Với tp là thời gian cấp đông cho sản phẩm có hình dạng
tấm phẳng rộng vô hạn và E là kích thước truyền nhiệt
tương đương.
2.5.1. Hệ số hình học quy đổi cho vật ẩm có dạng hộp,
thanh chữ nhật dài vô hạn, trụ hữu hạn, tấm phẳng rộng
vô hạn, trụ dài vô hạn và cầu
Cleland và cộng sự [6] đã xây dựng biểu thức tổng quát
để xác định E như sau:
1 2 1 3 2E G G E G E (28)
1 1,77 1,77 2,501 1 1 1
X 2,32 2,32 0,73E 1 X
2 1,77 1,77 3,692 1 1 1
X 2,32 2,32 0,50E 1 X
, 1,34X x x / Bi x ,
Bi R / , 1 2 1D / D , 2 3 2D / D
Hình 2. Xác định kích thước sản phẩm
Trong đó, R là bán kính hoặc một nửa kích thước nhỏ
nhất của sản phẩm; D1, D2 và D3 là kích thước ngắn nhất,
thứ hai và dài nhất của sản phẩm; G1, G2, G3 là các hằng số
hình học được xác định theo Bảng 1.
98 Hoàng Minh Tuấn, Võ Chí Chính, Nguyễn Thành Văn
Bảng 1. Hằng số hình học cho tính toán E [6], [8]
Hình dạng G1 G2 G3
Hộp (β1 > 1, β2 > β1) 1 1 1
Thanh chữ nhật dài vô hạn (β1 > 1, β2 = ) 1 1 0
Trụ hữu hạn D > H (β1 = β2, β1 ≥ 1) 1 2 0
Trụ hữu hạn D < H (β1 = 1, β2 ≥ 1) 2 0 1
Tấm phẳng rộng vô hạn (β1 = β2 = ) 1 0 0
Trụ dài vô hạn (β1 = 1, β2 = ) 2 0 0
Cầu (β1 = β2 = 1) 3 0 0
Hai chiều bất kỳ (β1 >1, β2 = ) 1 1 0
Ba chiều bất kỳ (β1 >1, β2 > β1) 1 1 1
2.5.2. Hệ số hình học quy đổi cho vật ẩm có dạng trụ elip
McNabb và cộng sự [15] xác định gần như chính xác
khi 3 1D / D 10 là:
2E 1 1 2 / Bi / 2 / Bi (30)
2.5.3. Hệ số hình học quy đổi cho vật ẩm có dạng ellipsoid
Phạm đã đề xuất công thức tính dựa trên mối quan hệ
giữa ellipsoid và bán kính R x Rβ1 x Rβ2 [15]:
p
q q1 1s 1 2 1 2E 1 AR / V 1 /
(31)
2.5.4. Hệ số hình học quy đổi cho vật ẩm có dạng không
xác định
Cleland [6] đề nghị dùng biểu thức (30) với:
21 1A / R và
22 2A / R (33)
Ở đây A1, A2 là diện tích mặt cắt ngang được xác định
như hình sau: với những vật hình dạng không xác định hai
chiều, A1 là diện tích mặt cắt ngang và R là bán kính nhỏ
nhất; với những vật hình dạng không xác định ba chiều,
A1 là diện tích mặt cắt ngang nhỏ nhất, A2 là diện tích mặt
cắt ngang trực giao với bán kính nhỏ nhất.
Hình 3. Vị trí xác định diện tích mặt cắt ngang A1 và A2 [14]
2.6. Khảo sát bài toán cấp đông thực phẩm và so sánh kết
quả với các phương pháp khác
2.6.1. Xác định hệ số tỏa nhiệt bề mặt
Hệ số tỏa nhiệt bề mặt giữa thực phẩm và không khí
làm lạnh đối với vật ẩm không bao gói có thể xác định bằng
công thức [8]:
+Thực phẩm có dạng phẳng: 0,8 2a7,3v , W / m K
+Thực phẩm có dạng oval:
0,6 2a12,5v , W / m .K
Ở đây, a là tốc độ không khí (m/s).
2.6.2. Khảo sát bài toán cấp đông thực phẩm [10]
Cần cấp đông cho cá tra dạng tấm phẳng có
D1 = 0,012m và D2 = 0,07m bằng tủ đông IQF thẳng. Nhiệt
độ ban đầu của cá tra ti = 12°C được làm lạnh đến nhiệt độ
tâm theo yêu cầu tc = -18°C. Nhiệt độ của không khí lạnh
là tf = -42°C, vận tốc không khí a
mv 18
s . Tính toán thời
gian cấp đông.
Bảng 2. Thành phần khối lượng của cá tra [10]
STT Thành phần Ký hiệu Giá trị và đơn vị
1 Nước W 67,3%
2 Béo F 15,4%
3 Rắn S 17,3%
Bảng 4. Kết quả tính toán thời gian đóng băng [13]
Thời
gian Công thức tính
Giá
trị, [s]
Tỷ số i / ,
%
1 l i m1
1
1 2 0 m1
2 c t tln , s
k k t t
91 19,28
2 21
2 1 1 11 1
b 1b 4a c
2a 2a
296 62,71
3 s 0 m2
3
1 2 c m2
2 c t tln , s
k k t t
85 18,01
1 2 3 472 100
Bảng 3. Các thông số vật lý của cá tra được tính toán theo
thành phần khối lượng
TT
Thông số
Ký hiệu
Giá trị
Pha ẩm
(l)
Chuyển
pha (l)
Pha rắn
(s)
1 Khối lượng
riêng, kg/m3
1.013 1.013 1.013
2 Nhiệt độ bắt đầu
đóng băng, °C 0t -1,127
3 Nhiệt ẩn hóa rắn,
kJ/kg
r 198,25
4 Nhiệt dung
riêng, J/kg.K
c 3.347,94 2.016,79
5 Hệ số dẫn nhiệt,
W/mK
0,4682 1,1971
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 99
Bảng 5. So sánh kết quả của phương pháp này với một số phương pháp giải tích khác đối với cá tra
STT Tác giả Giá trị ,
[s]
Sai số
Sai số tương đối, % Sai số trung bình, % Độ chính xác, %
td i1 / i i1 / i ic 1
1 Phương pháp của tác giả 472 0 0,94 99,06
2 Plank (1941) 398 - 18,59 14,88 85,12
3 Cleland và Earle
(1977, 1979a, 1979b)
481 1,87 2,87 97,13
4 Pham (1986) 455 - 3,73 2,69 97,31
5 Castaigne và Lacroix
(1987a, 1987a, 1988) 532
+ 11,28
13,77
86,23
Để so sánh thời gian đóng băng thực phẩm cá tra của
phương pháp này với một số phương pháp giải tích khác,
ta sẽ coi thời gian cấp đông chính xác của cả 5 phương pháp
là trị trung bình thời gian 5
1
1, s
5 . Khi đó sai số của
từng phương pháp so với trị trung bình thời gian , sẽ được
ghi trong Bảng 5.
Bảng 4 cho thấy, thời gian chuyển pha cho cá tra chiếm
tỷ lệ hơn 55 % thời gian cấp đông. Các công thức tính
cho từng giai đoạn rất đơn giản, lập trình trên máy tính một
cách dễ dàng.
Bảng 5 cho thấy, phương pháp đề xuất trong bài báo
này có độ chính xác so với trị trung bình thời gian là cao
nhất, so với bốn phương pháp còn lại.
Bảng 6. So sánh kết quả của phương pháp này với phương pháp
số (PTHH) và thực nghiệm [10]
STT Tác giả Giá trị , [s] Sai số tương đối, %
1 Phương pháp
của tác giả 472 0
2 Lý thuyết 524 +9,92
Thực nghiệm 509 +7,27
Bảng 6 cho thấy, phương pháp giải tích này có sai số
với phương pháp phần tử hữu hạn khi tính toán cho thực
phẩm cá tra là 9,92 %, so với thực nghiệm là 7,27 %.
3. Kết luận và kiến nghị
- Đây là phương pháp đơn giản để dự đoán thời gian
đóng băng cho vật ẩm có hình dạng bất kỳ. Mô hình này
cho phép tính dễ dàng và nhanh chóng dựa trên phương
trình cân bằng nhiệt;
- Sai số phương pháp này so với phương pháp phần tử
hữu hạn và thực nghiệm không quá 10%, cho thấy: các
công thức đưa ra trong phương pháp này khá chính xác và
có thể ứng dụng để dự đoán quá trình đóng băng thực phẩm
trong thực tế;
- Các sai số gây ra chủ yếu trong phương pháp này là do
các thông số vật lý ( ,c, ... ) chưa có số liệu chính xác, ảnh
hưởng của thiết bị và điều kiện môi trường thực nghiệm.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Castaigne, F, “Calcul des temps de congelation d'aliments ayant la
forme d'une tranche infinie ou d'un parallepipede rectangle”,
Lebensm. Wiss. u. Technol, 18(4), 1985, pp. 212-219.
[2] Castaigne, F, “Calcul des temps de congelation d'aliments ayant la forme d'un cylindre infini, d'un cylindre fini ou d'une sphere”,
Lebensm. Wiss. u. Technol, 1985b, 18:137.
[3] Cleland, A.C. and Earle, R.L, “A comparison of analytical numerical
methods for predicting the freezing times of foods”, Journal of Food
Science, 42(5), 2006, pp. 1390 - 1395.
[4] Cleland, A.C. and Earle, R.L, “The third kind of boundary condition in numerical freezing calculations”, Int. J. Heat Mass Transfer, Vol.
20, Issue 10, 1977, pp. 1029 - 1034.
[5] Cleland, A.C. and Earle, R.L, “A simple method for prediction of
heating and cooling rates in solids of various shapes”, International
Journal of Refrigeration, Vol. 5, Issue 2, 1982, pp. 98 – 106.
[6] Cleland, DJ., Cleland, AC., White, SD., Love, RJ., Merts, I., East,
A., Paterson, AHJ, Cost-Effective Refrigeration, Massey University, Palmerston North, New Zealand, 2010.
[7] Cleland, DJ., Love, RJ., Merts, L., & Bronlund, JE, Minimising
product weight loss, Institute of refrigeration, heating and air
conditioning engineering of New Zealand Technical Conference: Proceedings, Manukau City, Auckland, NZ, 2005.
[8] Cleland, DJ, Food chilling and chilling time prediction, Principles
of moisture loss from products, in Workshop Madison, Wisconsin,
USA, 2012.
[9] De Michelis, A. and Calvelo, A, “Freezing time predictions for brick
and cylindrical shaped foods”, J. Food Sci, Vol. 48, Issue 3, 1983, pp. 909 - 913.
[10] Đỗ Hữu Hoàng, Nghiên cứu mô phỏng và xác định chế độ cấp đông
hợp lý cho cá tra Việt Nam, Luận văn tiến sĩ kỹ thuật, Trường Đại
học Bách khoa Hà Nội, 2014.
[11] Lovatt, S. J, Refrigeration and Energy, Meat Industry Research
Institute, Hamilton, NZ, 2009.
[12] Mascheroni, R.H., Calvelo, A., “A simplified model for freezing time calculations in foods”, Journal of Food Science, 47, 1982, pp.
1201-1207.
[13] Nagaoka, J., Takaji, S., and Hohani, S, “Experiments on the
Freezing of fish in air blast freezer”, Proc. IX Int. Congo Refrig, 4,
1955, 4: 105.
[14] Nguyễn Bốn, Võ Chí Chính, Hoàng Minh Tuấn, “Tính toán thời gian
cấp đông thực phẩm dạng trụ vô hạn và cầu”, Tạp chí Khoa học và Công nghệ Đại họcĐà Nẵng, Số 11(96), 2015, trang 11 - 15.
[15] Pham, Q.T, Food freezing and thawing calculations, SpringerBriefs
in Food, Health, and Nutrition, 2014.
[16] Plank R., “Beitrage zur Berechnung und Bewertung der
Gefriergesch Windikeit von Lebensmitteln”, Beiheft zur Zeitschrift
für die gesamte Kalte-Industrie Reihe 3 Heft, 1941, 10: 116.
(BBT nhận bài: 29/11/2017, hoàn tất thủ tục phản biện: 26/12/2017)
100 Phan Như Thúc, Đinh Hữu Tuyến
ĐÁNH GIÁ HIỆN TRẠNG SẢN XUẤT VÀ ĐỀ XUẤT ÁP DỤNG CÁC GIẢI PHÁP
SẢN XUẤT SẠCH HƠN CHO CÔNG TY TNHH MTV ĐỒ HỘP
HẠ LONG - ĐÀ NẴNG
ASSESSING THE PRODUCTION STATUS AND APPLYING CLEANER PRODUCTION
SOLUTIONS TO HALONG-DANANG CANFOCO CO., LTD
Phan Như Thúc1, Đinh Hữu Tuyến2 1Trường Đại học Bách khoa - Đại học Đà Nẵng; [email protected]
2HVCH K31 ngành Kỹ thuật môi trường, Trường Đại học Bách khoa - Đại học Đà Nẵng;
Tóm tắt - Nghiên cứu đã tiến hành đánh giá hiện trạng sản xuất và phân tích, sàng lọc các giải pháp sản xuất sạch hơn, áp dụng tại Công ty TNHH MTV Đồ hộp Hạ Long – Đà Nẵng nhằm tìm ra các cơ hội tiết kiệm năng lượng, nguyên vật liệu, giảm thiểu các nguy cơ gây ô nhiễm môi trường trong quá trình sản xuất, chế biến thủy hải sản; đề xuất biện pháp kỹ thuật để xử lý các vấn đề môi trường còn tồn tại tại Công ty. Kết quả nghiên cứu cho thấy, Công ty có nhiều cơ hội áp dụng các giải pháp sản xuất sạch hơn, hầu hết các giải pháp đều có tính khả thi cao, khi áp dụng các giải pháp này vào quá trình sản xuất sẽ mang lại các lợi ích về mặt kinh tế, môi trường thiết thực cho đơn vị. Trên cơ sở đánh giá hiệu quả của việc áp dụng các giải pháp sản xuất sạch hơn tại Công ty TNHH MTV Đồ hộp Hạ Long – Đà Nẵng, có thể triển khai áp dụng cho các doanh nghiệp có loại hình sản xuất tương tự.
Abstract - This research focuses on assessing the status of production process, analyzing and selecting the application of cleaner production solutions to Halong-Danang Canfoco Co., Ltd to find out the opportunities for saving energy, materials as well as minimizing risk of environmental pollution from seafood producing process. The research also proposes technical measures to deal with the company's current environmental issues. The results show that the company has many opportunities to apply cleaner production solutions. Most of the suggested solutions are highly feasible and promise to bring many economic and environmental benefits if applied into production process. On the basis of assessing the effectiveness of applying cleaner production solutions to Halong-Danang Canfoco Co., Ltd, the research suggests adopting these selected solutions to other enterprises that have similar producing process.
Từ khóa - chế biến thủy sản; Công ty TNHH MTV Đồ hộp Hạ Long – Đà Nẵng; giảm thiểu chất thải tại nguồn phát sinh; sản xuất sạch hơn; tiết kiệm năng lượng.
Key words - seafood processing; Halong-Danang Canfoco Co., Ltd; minimize waste at source; cleaner production; energy saving.
1. Đặt vấn đề
Trong những năm cuối thế kỷ 20 và đầu thế kỷ 21, sự
gia tăng dân số, tốc độ đô thị hóa nhanh, sự phát triển không
ngừng của các ngành công nghiệp, nông nghiệp, giao
thông, … kèm theo sự phát thải các chất ô nhiễm (khí thải,
nước thải, chất thải rắn…) ngày càng nhiều, tạo áp lực lớn
cho vấn đề bảo vệ môi trường. Việc nghiên cứu các giải
pháp để giảm thiểu các chất gây ô nhiễm môi trường từ các
hoạt động của con người luôn là một vấn đề cấp bách đối
với các quốc gia trên thế giới, Việt Nam cũng không nằm
ngoài quy luật đó.
Sản xuất sạch hơn (SXSH) là một trong những giải
pháp hữu hiệu đang được áp dụng tại các cơ sở sản xuất
công nghiệp, dịch vụ ở các nước phát triển và đang phát
triển.
Ngành chế biến thủy sản (CBTS) sử dụng nguồn năng
lượng lớn và tạo ra lượng lớn chất thải có nguy cơ gây ô
nhiễm môi trường và ảnh hưởng tới sức khỏe con người.
Tại thành phố Đà Nẵng, ngành CBTS ngày càng phát triển
cả về số lượng doanh nghiệp và quy mô sản xuất. Khu
công nghiệp Dịch vụ thủy sản (KCN DVTS) Đà Nẵng với
diện tích 57,9 ha, tập trung khoảng 40 doanh nghiệp sản
xuất, chế biến các mặt hàng thủy sản. Trong những năm
qua, KCN DVTS Đà Nẵng luôn là điểm nóng về ô nhiễm
môi trường.
Xuất phát từ những ly do trên, nhóm tác giả thực hiện
nghiên cứu “Đánh giá hiện trạng sản xuất và đề xuất áp
dụng các giải pháp sản xuất sạch hơn cho Công ty TNHH
MTV Đồ hộp Hạ Long – Đà Nẵng” nhằm đưa ra các giải
pháp tiết kiệm năng lượng, hạn chế phát sinh chất thải tại
nguồn, giảm thiểu ô nhiễm môi trường, giảm chi phí sản
xuất, nâng cao chất lượng sản phẩm và đem lại hiệu quả
kinh tế cao cho doanh nghiệp áp dụng.
2. Đối tượng va phương phap nghiên cứu
2.1. Đối tượng
Quy trình sản xuất, quá trình sử dụng nguyên nhiên liệu
và năng lượng, các chất thải phát sinh tại Công ty TNHH
MTV Đồ hộp Hạ Long – Đà Nẵng.
2.2. Phương pháp nghiên cứu
2.2.1. Phương pháp lấy mẫu, phân tích
Việc lấy mẫu và phân tích mẫu theo các quy chuẩn, quy
phạm Việt Nam.
2.2.2. Phương pháp luận đánh giá sản xuất sạch hơn
Việc đánh giá và thực hiện SXSH được tiến hành qua 6
bước với 18 nhiệm vụ [1].
2.2.3. Phương pháp mô hình
Nghiên cứu xử ly bùn thải từ hệ thống xử ly nước thải
(HTXLNT) và tro lò hơi biomass của Công ty bằng mô
hình ủ phân compost hiếu khí (Hình 1).
Bố trí 04 thí nghiệm ủ phân compost như Bảng 1.
- Thời gian và phương pháp theo dõi thí nghiệm:
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 101
+ Thời gian ủ: 20 ngày.
+ Tần suất đảo trộn đống ủ: 01 lần/ngày (tiến hành đảo
trộn sau khi đo đạc thông số nhiệt độ, pH vào lúc 18h00
hàng ngày).
+ Theo dõi thí nghiệm: sử dụng thiết bị đo đạc để theo
dõi sự biến thiên nhiệt độ, độ pH của đống ủ. Tần suất đo
đạc: 02 lần/ngày (vào lúc 06h00 và 18h00).
Hình 1. Quy trình ủ phân compost
Bảng 1. Các thí nghiệm ủ phân compost
Thí
nghiệm
Bùn thải
HTXLNT
Tro lò hơi
biomass Chế phẩm
TN1 10 kg 2 kg 0,25 lít PMET
+ 0,75 lít nước (P)
TN2 10 kg 2 kg 20 g EMUNIV
+ 1 lít nước (E)
TN3 10 kg 2 kg 1 lít (P) + 100 ml mật rỉ
TN4 10 kg 2 kg 1 lít (E) + 100 ml mật rỉ
3. Kết quả nghiên cứu va thảo luân
3.1. Phân tích các bước công nghệ quá trình sản xuất
3.1.1. Liệt kê các công đoạn của quá trình sản xuất và các
dòng thải của từng công đoạn
Hoạt động sơ chế cá nguyên liệu (Hình 2) và sơ đồ dòng
quy trình sản xuất tại Công ty (Hình 3).
Hình 2. Sơ chế cá nguyên liệu
Hình 3. Sơ đồ dòng của quá trình sản xuất
3.1.2. Cân bằng vật liệu
Bảng 2 trình bày cân bằng nguyên vật liệu tính cho 1
ngày sản xuất tại Công ty.
3.1.3. Xác định chi phí dòng thải
Các dòng thải chính phát sinh trong quá trình sản xuất
bao gồm chất thải rắn và lỏng với chi phí dòng thải được
tính toán như sau (Bảng 3).
Hộp
Thanh phẩm
Cắt, cân, xếp vao
hộp
Đóng thùng,
nhâp kho
Dán nhãn
In số
Bảo ôn
Thanh trùng,
lam nguội
Lam sạch
Sơ chế, bóc tach
da
Hấp
Phân cỡ
Rửa nguyên liệu
Rót nguyên liệu
phụ, ghép mí
Nguyên liệu
Nước thải, nước đá,
nguyên liệu hỏng
Nước thải (protein, lipit,
TSS, N, P)
CTR: cát, sạn, tạp chất, …
Nước sạch
Nước thải, hơi nước, thịt
dính trên khay hấp Hơi nóng
Nội tạng, da, xương cá,
vụn cá
Nước thải, xương cá còn
xót, thịt vụn trôi theo
nước
Nước sạch
Phần thịt đỏ, vụn thịt,
hộp hỏng
Điện Dầu văng
Hơi nước, nước thải Hơi nóng
Nước sạch
Hộp không đảm bảo chất
lượng
Điện
CTR: bao bì hỏng (nylon,
carton, …), dây buộc,
băng dính
Tiếp nhân
nguyên liệu
Điện, giấy nhãn
Thùng, bao bì,
dây buộc, băng
dính
Lấy mẫu sau khi ủ. Phân tích
một số chỉ tiêu cơ bản
Bùn thải Tro lò hơi Chế phẩm sinh học
Phối trộn nguyên liệu,
chế phẩm theo tỉ lệ.
Kiểm tra độ ẩm
Phối trộn
nguyên liệu
Ủ hiếu khí Ủ hỗn hợp nguyên liệu vào
thùng xốp
Đảo trộn, kiểm tra độ ẩm, bổ
sung nước nếu cần. Đo đạc
nhiệt độ, độ pH của đống ủ.
Kiểm soát quá trình
ủ
Kết thúc
Lấy mẫu phân tích
102 Phan Như Thúc, Đinh Hữu Tuyến
Bảng 2. Cân bằng vật liệu tính cho 1 ngày sản xuất
(40.000 hộp/ngày)
Công
đoạn
Vât liệu đầu vao Vât liệu đầu ra Dòng thải
Cấu tử Số lượng Cấu tử Số lượng
Tiếp
nhân
nguyên
liệu
Cá ngừ
sọc dưa
13.400
kg/ngày Cá
nguyên
liệu
13.400
kg/ngày
Nước đá
20 m3/ngày Đá vảy
20
m3/ngày
Rửa
nguyên
liệu
Nước 40
m3/ngày Cá
nguyên
liệu
13.400
kg/ngày
Nước thải:
40 m3/ngày
Cá nguyên
liệu
13.400
kg/ngày
Phân cỡ Cá nguyên
liệu
13.400
kg/ngày
Cá
nguyên
liệu
13.400
kg/ngày
Hấp
Hơi nóng - Cá
nguyên
liệu
13.400
kg/ngày
Hơi nước
Cá nguyên
liệu
13.400
kg/ngày
Sơ chế,
bóc tách
da
Cá
nguyên
liệu
13.400
kg/ngày
Cá bán
thành
phẩm
4.102
kg/ngày
Phế phẩm
(đầu, da, mang, đuôi,..):
8.498 kg/ngày
Vụn cá: 800
kg/ngày
Làm
sạch
Nước sạch 25
m3/ngày
Cá bán
thành
phẩm
4.052
kg/ngày
Nước thải:
25 m3/ngày
Cá nguyên
liệu
4.102
kg/ngày
Thịt vụn trôi
theo nước,
xương cá còn
xót,...: 50
kg/ngày
Cắt,
cân, xếp
vao hộp
Cá nguyên
liệu
4.052
kg/ngày
Hộp bán
thành
phẩm
5.292
kg/ngày
Thịt vụn:
150 kg/ngày
Hộp thiếc 1.400
kg/ngày
Hộp thiếc
hỏng: 10 kg
Rót
nguyên
liệu,
ghép mí
Dầu ăn 1.690 kg/
ngày
Hộp bán
thành
phẩm
6.994
kg/ngày
Dầu văng,
còn xót lại:
10 kg/ ngày
Gia vị
(muối, đường, bột
ngọt, các
chất phụ gia
khác)
23
kg/ngày
Gia vị còn
xót trong bao
bì hoặc rơi
vãi: 1 kg
Bán thành
phẩm
5.292
kg/ngày
Thanh
trùng,
làm
nguội
Bán thành
phẩm
6.994
kg/ngày
Hộp bán
thành
phẩm
6.994
kg/ngày
Nước thải:
15 m3/ngày
Hơi nóng - Hơi nước
Nước sạch 15
m3/ngày
Bảo ôn,
kiểm tra
chất lượng
Bán thành
phẩm
6.994
kg/ngày
Hộp bán
thành
phẩm
6.985
kg/ngày
Sản phẩm
lỗi: 9
kg/ngày
In số
Bán thành
phẩm
6.985
kg/ngày
Hộp bán
thành
phẩm
6.985
kg/ngày
Dán
nhãn
Bán thành
phẩm
6.985
kg/ngày
Thành
phẩm
7.000
kg/ngày
(1 hộp:
175 g/hộp)
Giấy nhãn
hỏng: không
đáng kể Giấy nhãn 15
kg/ngày
Bảng 3. Chi phí dòng thải (tính theo giá nguyên liệu đầu vào)
Dòng
thải
Định lượng dòng
thải
Giá nguyên
liệu
Định gia dòng
thải (VNĐ/ ngày)
Chất
thải
rắn
Phế thải từ cá (đầu
cá, nội tạng, da, …)
8.498
kg/ngày
20.000
VNĐ/ kg 169.960.000
Vụn cá rơi vãi 1.000 kg 20.000
VNĐ/ kg 20.000.000
Dầu ăn văng, còn
xót trong chai 10 kg
20.000
VNĐ/ L 200.000
Gia vị còn sót trong
bao bì hoặc rơi vãi 1 kg
15.000
VNĐ/ kg (i) 15.000
Hộp thiếc hỏng 10 kg 800 VNĐ/
hộp 24.000
Sản phẩm lỗi bị
thải bỏ 9 kg
27.900
VNĐ/ hộp 1.423.000
Chất
thải lỏng 100 m3/ ngày
3.636
VNĐ/ m3 363.600
Ghi chú: Giá tiền ước lượng trung bình cho tất cả các
loại gia vị được sử dụng.
Nhân xét: Phần thải có chi phí lớn nhất là phần nội
tạng, da cá bị loại bỏ, khoảng 170 triệu VNĐ/ngày, đây là
dòng thải tất yếu trong quá trình chế biến. Ngoài ra, trong
1 ngày sản xuất thì lượng vụn cá rơi vãi có chi phí lên đến
20 triệu VNĐ/ngày, sản phẩm lỗi bị thải bỏ trong quá trình
sản xuất ước tính trung bình 1,4 triệu/ngày. Đối với nước
thải sản xuất bao gồm nước đá tan, nước rửa, làm nguội
nguyên liệu, nước vệ sinh dụng cụ và sàn nhà là
100 m3/ngày, thì Công ty phải chi trả 363.600 VNĐ/ngày
và 132 triệu VNĐ/năm. Tổng chi phí dòng thải cho 1 ngày
sản xuất ước tính khoảng 192 triệu VNĐ/ngày.
3.1.4. Phân tích nguyên nhân dòng thải
Nghiên cứu đã nhận diện và phân tích các nguyên nhân
gây mất cân bằng nguyên vật liệu, nhiên liệu, hóa chất trong
quá trình sản xuất của Công ty, được trình bày ở Bảng 4.
Bảng 4. Phân tích nguyên nhân dòng thải quá trình sản xuất
Dòng
thải Công đoạn Nguyên nhân
Tổn thất
nguyên
liệu
Tiếp nhận
nguyên liệu
Kiểm soát nguyên liệu nhập về chưa
tốt, nguyên liệu hỏng phát sinh nhiều.
Rửa nguyên
liệu
Thao tác của công nhân làm hỏng
nguyên liệu trong quá trình rửa.
Sơ chế nguyên liệu Công nhân làm rơi vãi nhiều nguyên
liệu xuống sàn.
Bảo quản
nguyên liệu Bảo quản nguyên liệu không đúng cách,
chất đống nguyên liệu quá cao, làm tốn
nhiều đá và gây hỏng nguyên liệu. Kiểm tra, xếp khay
Nước
thải
Rửa, sơ chế
nguyên liệu
Công nhân thiếu y thức tiết kiệm nước,
một số không khóa van nước khi không
sử dụng, để vòi nước chảy tràn gây lãng
phí nước và tăng lượng nước thải.
Vệ sinh thiết bị,
dụng cụ chế biến
Da, vây, xương còn bám nhiều trên rổ,
bàn chế biến,...
Ý thức của công nhân.
Vệ sinh sàn
phân xưởng chế
biến
Phương thức vệ sinh thủ công.
Không thu gom chất thải rắn rơi vãi
trên sàn trước khi xịt rửa
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 103
Đường ống dẫn
nước
Đường ống dẫn bị rò rỉ tại các vị trí
van, co nối do không được kiểm tra,
bảo trì thường xuyên.
Điện
năng tiêu
thụ cao
Chiếu sáng
Trong nhà: Sử dụng loại bóng đèn
huỳnh quang T10/T8 ballast sắt từ
(công suất 40W) chưa tiết kiệm năng
lượng hiệu quả.
Hành lang: bóng đèn cao áp 250W
dùng cho hệ thống chiếu sáng hành
lang hoạt động khoảng 10 tiếng/ngày
chưa tiết kiệm năng lượng hiệu quả.
Máy nén khí Hoạt động máy nén khí chưa thật sự
tối ưu.
3.2. Đề xuất một số giải pháp SXSH cho Công ty
Trên cơ sở phân tích hiện trạng quy trình sản xuất,
nguyên nhân gây mất cân bằng nguyên, nhiên liệu, các giải
pháp SXSH được đề xuất cho Công ty như Bảng 5.
Bảng 5. Đề xuất các giải pháp SXSH cho Công ty
Cac giải phap SXSH Phân loại
Thực
hiện
ngay
Nghiên
cứu
thêm
1. Kiểm soát tốt chất lượng nguyên
liệu cá đầu vào, quá trình bảo quản bán
thành phẩm đảm bảo chất lượng tốt.
Kiểm soát
quá trình X
2. Lắp đặt các đồng hồ nước cho
từng phân xưởng sản xuất, kiểm soát
tốt lượng nước sử dụng.
Kiểm soát
quá trình X
3.Thay thế bóng đèn huỳnh quang
T8/1,2m ballast sắt từ bằng bóng đèn
LED 1,2m công suất 25W có độ
LUX (độ rọi) tương đương.
Quản ly
nội vi X
4.Thay thế bóng đèn cao áp 250W
bằng bóng đèn LED chiếu sáng
ngoài trời công suất 35W có độ
LUX (độ rọi) tương đương.
Quản ly
nội vi X
5. Tối ưu hoạt động của máy nén khí:
giảm áp suất cấp, Kiểm soát nhiệt độ
cho khí cấp của máy nén khí, …
Quản ly
nội vi X
6. Khuyến cáo công nhân không
chất đống nguyên liệu quá cao.
Quản ly
nội vi X
7. Làm mái che cho ống khói lò hơi. Quản ly
nội vi X
8. Thay thế lò hơi đốt than bằng lò
hơi đốt củi.
Thay đổi
công nghệ X
9. Tuần hoàn, tái sử dụng nước từ tháp
xử ly mùi cho vận hành tháp xử ly mùi.
Tuần hoàn,
tái sử dụng X
10. Xây dựng khu vực lưu trữ tro từ
củi sử dụng cho lò hơi
Quản ly
nội vi X
11. Dùng bàn chải chà khô, thu gom
sạch chất thải rắn còn sót trong các
dụng cụ trước khi rửa và dùng chổi cao
su để thu gom chất thải rắn, nguyên liệu
rơi vãi trên sàn trước khi vệ sinh.
Quản ly
nội vi X
12. Lắp biến tần điều khiển tốc độ
quay của động cơ nén khí.
Cải tiến
thiết bị X
13. Thu gom, sử dụng lượng tro từ lò
hơi cùng lượng bùn thải từ HTXLNT
của Công ty để ủ làm phân hữu cơ.
Tuần
hoàn, tái
sử dụng
X
14. Thu gom toàn bộ lượng đá dư tái
sử dụng cho việc bảo quản phế liệu.
Tuần hoàn,
tái sử dụng X
15. Sửa chữa các vị trí rò rỉ và lập kế
hoạch bảo dưỡng hệ thống cấp nước
trên toàn công ty định kỳ.
Quản ly
nội vi X
16. Thường xuyên kiểm tra đường
ống và tiến hành bọc bảo ôn lại các
vị trí gây tổn thất nhiệt lạnh.
Quản ly
nội vi X
17. Xây dựng hướng dẫn vào ra kho
lạnh, tránh trường hợp vào ra thường
xuyên, không cần thiết và các hướng
dẫn vận hành, chế độ bảo trì cho toàn
bộ hệ thống máy móc của phân xưởng.
Quản ly
nội vi X
3.3. Thực hiện các giải pháp SXSH
3.3.1. Các cơ hội cần được phân tích thêm
Thực hiện nghiên cứu thêm đối với 5 giải pháp SXSH được
đưa ra trong Bảng 5 để đánh giá hiệu quả của các giải pháp.
a. Hiệu quả của việc thay bóng đèn led va lắp biến tần
điều khiển tốc độ quay của động cơ nén khí
Bảng 6 trình bày hiệu quả của việc thay bóng đèn led
và lắp biến tần điều khiển tốc độ quay của động cơ nén khí.
Bảng 6. Lợi ích kinh tế và môi trường của việc
thay bóng đèn led và lắp biến tần
T
T Hạng mục
Đơn
vị
Thay bóng
đèn huỳnh
quang
T10/1,2m
ballast bằng
bóng đèn led
Thay
bóng đèn
250W
bằng bóng
đèn led
35W
Lắp biến
tần điều
khiển tốc
độ quay
của động
cơ nén khí
1 Điện năng tiết kiệm
trong 01 năm kWh 49.500 13.622 9.281
2 Giá điện trung bình
tại Công ty
VNĐ/
kWh 1.404 1.404 1.404
3
Lượng tiền tiết kiệm
trong 01 năm sau khi
thực hiện giải pháp
Triệu
VNĐ 69,5 19,1 13,0
4 Chi phí đầu tư cho
giải pháp
Triệu
VNĐ 50 48 15
5 Thời gian thu hồi
vốn Tháng 9 30 14
6 CO2 giảm phát thải
trong 1 năm (*)
Kg
CO2 32.729 9.007 6.137
(*) Chuyển đổi từ 0,6612 tấn CO2/MWh [2].
b. Thay thế lò hơi đốt than bằng lò hơi biomass
Bảng 7 trình bày kết quả so sánh lợi ích kinh tế giữa lò
hơi đốt than và lò hơi biomass tại Công ty.
Bảng 7. Tính toán sơ bộ khi thay thế lò hơi đốt than
bằng lò hơi biomass
Nội dung Lò hơi đốt than Lò hơi biomass
Nguyên liệu Than Củi
Công suất thiết kế 1,5 tấn hơi/h 1,5 tấn hơi/h
Lượng nguyên liệu sử dụng 800 kg/ngày 3.000 - 3.500
kg/ngày
Giá tiền nguyên liệu tiêu thụ
trong 1 ngày 3,6 triệu/ngày(1)
2,1 – 2,45
triệu/ngày(2)
Mục đích Cung cấp hơi cho hấp và thanh trùng
Tiền nguyên liệu tiết kiệm
được trong 1 năm 400 triệu/năm
Ghi chú: (1) Giá 1 kg than đá = 4.500 VNĐ/kg [3].
(2) Giá 1 kg củi tạp rừng = 700 VNĐ/kg [4].
104 Phan Như Thúc, Đinh Hữu Tuyến
c. Thu gom, sử dụng tro từ lò hơi cùng lượng bùn thải
từ HTXLNT của Công ty để ủ lam phân hữu cơ
Theo dõi sự biến đổi nhiệt độ các mô hình xử ly bùn thải
từ HTXLNT và tro lò hơi biomass cho thấy, sự biến đổi nhiệt
độ tại TN3 và TN4 (nhiệt độ nằm trong khoảng 50-70°C)
phù hợp với việc ủ phân compost, tạo điều kiện tốt cho các
quá trình phân hủy sinh học được diễn ra hoàn toàn. Nhiệt
độ của TN3 và TN4 cũng tương tự như kết quả nghiên cứu
của Hoàng và Huyền (2015), nghiên cứu ủ phân compost với
nguyên liệu: 95% bùn thải từ HTXLNT chế biến thủy sản +
5% mùn cưa + chế phẩm sinh học PMET [5].
TN1 và TN2 nhiệt độ ít biến đổi, khả năng phân hủy
sinh học chậm, do đó lựa chọn mẫu TN3 và TN4 để phân
tích hàm lượng các chất dinh dưỡng theo tiêu chuẩn phân
vi sinh, TCVN 7185:2002 (Bảng 8).
Bảng 8. Kết quả phân tích mẫu thí nghiệm
TT Chỉ tiêu Đơn
vị
Kết quả TCVN
7185:2002 TN3 TN4
1 pH - 7,8 7,6 6,0 – 8,0
2 Độ ẩm % 33,5 28,8 ≤35
3 Chất hữu cơ tổng số % 23 25 ≥22
4 Tổng N % 2,6 2,8 ≥2,5
5 P2O5 % 1,9 1,6 ≥2,5
6 Kali % 2,60 3,87 ≥1,5
Kết quả phân tích một số chỉ tiêu cơ bản theo tiêu chuẩn
phân hữu cơ vi sinh vật cho thấy, hầu hết các thông số phân
tích đều đạt hoặc xấp xỉ đạt giới hạn quy định.
d. Xac định thứ tự ưu tiên của cac giải phap SXSH
Tổng hợp các kết quả đánh giá về kỹ thuật, tài chính và
môi trường để chọn ra các giải pháp thực tiễn và khả thi
nhất. Sử dụng phương pháp cộng có trọng số để lựa chọn
các giải pháp SXSH (Bảng 9). Tính khả thi trong từng khía
cạnh được cho điểm về mức độ khả thi:
1 – 4 điểm: Tính khả thi thấp.
5 – 7 điểm: Tính khả thi trung bình.
8 – 10 điểm: Tính khả thi cao.
Bảng 9. Tổng kết lợi ích từ các mặt và thứ tự ưu tiên
của các giải pháp SXSH
Cac giải phap SXSH
Lợi ích cac mặt của những
giải phap SXSH Tổng
điểm
Xếp
loại Điểm
kinhtế
Điểm kỹ
thuât
Điểm môi
trường
Khả
thi
Trọng
số 50%
Khả
thi
Trọng
số 30%
Khả
thi
Trọng
số 20%
Lắp biến tần điều khiển tốc
độ quay của động cơ nén khí. 7 3,5 8 2,4 5 1 6,9 3
Thay thế bóng đèn huỳnh
quang T10/1,2m ballast sắt từ bằng bóng đèn LED
1,2m công suất 25W có độ
LUX (độ rọi) tương đương.
9 4,5 9 2,7 9 1,8 9 1
Thay thế bóng đèn cao áp
250W bằng bóng đèn LED
chiếu sáng ngoài trời công suất 35W có độ LUX (độ
rọi) tương đương.
4 2 9 2,7 7 1,4 6,1 4
Thu gom sử dụng lượng tro
từ lò hơi cùng lượng bùn
thải từ HTXLNT của Công
ty để ủ làm phân hữu cơ
9 4,5 7 2,1 9 1,8 8,4 2
Thay thế lò hơi đốt than
bằng lò hơi đốt củi 5 2,5 7 2,1 6 1,2 5,8 5
3.3.2. Thực hiện các giải pháp SXSH
Hiện tại, thông qua các dự án hỗ trợ của TP. Đà Nẵng,
Công ty đã tiến hành lắp đặt các đồng hồ đo tiêu thụ nước cho
từng phân xưởng sản xuất, lắp biến tần điều khiển tốc độ quay
của động cơ nén khí và thay đổi lò hơi (Hình 4). Cả 3 giải pháp
đều đã đi vào hoạt động và sắp tới sẽ triển khai thay thế bóng
đèn huỳnh quang T8/1,2m ballast sắt từ bằng bóng đèn LED
1,2m công suất 25W có độ LUX (độ rọi) tương đương; thay
bóng đèn cao áp 250W bằng bóng đèn LED chiếu sáng ngoài
trời công suất 35W có độ LUX (độ rọi) tương đương.
Hình 4. Lò hơi biomass của công ty
Kết quả đo đạc, phân tích khí thải lò hơi được trình bày
ở Bảng 10.
Bảng 10. So sánh nồng độ khí thải tại ống khói lò hơi sau xử lý
của lò hơi đốt than và lò hơi biomass tại Công ty
TT Thông số Đơn vị
Khí thải
lò hơi đốt
than [6]
Khí thải
lò hơi
biomass
(**)
QCVN
19:2009
/BTNMT
(Cột B)
1 Bụi tổng mg/Nm3 125 57 200
2 SO2 mg/Nm3 198,5 171,3 500
3 NO2 mg/Nm3 215 284,7 850
4 CO mg/Nm3 496 493,7 1.000
(**) - Kết quả trung bình sau 3 lần đo đạc và phân tích.
- Ngày lấy mẫu, đo đạc: 25/04/2017.
Nhân xét: So với QCVN 19:2009/BTNMT (Cột B) –
Quy chuẩn kỹ thuật quốc gia về khí thải công nghiệp đối
với bụi và các chất vô cơ (cột B: áp dụng cho các cơ sở sản
xuất, chế biến, kinh doanh, dịch vụ công nghiệp hoạt động
từ ngày 16/01/2007) cho thấy, tất cả các thông số giám sát
khí thải tại ống khói 2 lò hơi của Công ty đều thấp hơn quy
định. Khi thay thế lò hơi đốt than bằng lò hơi biomass,
lượng bụi tổng giảm 2,1 lần, NOx tăng 1,3, các thông số
còn lại không có sự thay đổi đáng kể.
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 105
4. Kết luân
Theo kết quả đánh giá và từ việc phân tích sơ bộ tính
khả thi về mặt kinh tế của các giải pháp SXSH được áp
dụng, sẽ giúp Công ty tiết kiệm được hàng trăm triệu đồng
hằng năm. Từ việc thực hiện giải pháp thay đổi lò hơi đốt
than sang lò hơi biomass, Công ty đã tiết kiệm được trung
bình 1,2 triệu VNĐ/ngày, ước tính sau 1 năm Công ty sẽ
tiết kiệm được 400 triệu VNĐ/năm từ tiền mua nhiên liệu.
Việc lắp biến tần điều khiển tốc độ quay của động cơ nén
khí, trung bình 1 ngày tiết kiệm được 28 kWh, khoảng
40.000 VNĐ/ngày, số tiền tiết kiệm được là khoảng
13 triệu VNĐ/năm. Bên cạnh đó, thực hiện SXSH còn
mang lại nhiều lợi ích thiết thực về môi trường: giảm đáng
kể lượng nước thải, tải lượng các chất ô nhiễm phát sinh,…
Ngoài ra, việc thực hiện các giải pháp quản ly nội vi tốt hơn
cũng sẽ mang lại những lợi ích to lớn về môi trường và sức
khỏe của người lao động mà không thể lượng hóa được.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Nguyễn Đình Huấn, Tài liệu giảng dạy sản xuất sạch hơn, Trường Đại học Bách khoa – Đại học Đà Nẵng, 2005.
[2] Cục Khí tượng Thủy văn và Biến đổi khí hậu, Nghiên cứu, xây dựng
hệ số phát thải (EF) của lưới điện Việt Nam, Bộ Tài nguyên Môi
trường, 2014.
[3] Công ty TNHH Chế biến than Trường Thúy, Giá than đá đốt lò hơi
công nghiệp, [Online] Available: https://thanhanoi.com/than-da-
cac-loai/ [Accessed: 6/11/2017].
[4] Công Ty TNHH Chất đốt công nghiệp Nhật Anh Nguyễn, Củi gỗ đốt lò hơi,
[Online] Available: http://chatdotnhatanh.bizz.vn/products/145697/củi-gỗ-đốt-lò-hơi.html [Accessed: 6/11/2017].
[5] Huỳnh Anh Hoàng, Phạm Thị Ngọc Huyền, “Nghiên cứu thực
nghiệm ủ phân vi sinh từ bùn thải sinh học của nước thải chế biến
thủy sản”, Tạp chí Khoa học và Phát triển - Sở Khoa học và Công
nghệ TP. Đà Nẵng, Số 177-178, 2014.
[6] Công ty TNHH MTV Đồ hộp Hạ Long – Đà Nẵng, Báo cáo giám sát
môi trường định kỳ Công ty TNHH MTV Đồ hộp Hạ Long – Đà Nẵng,
đợt II – năm 2016, Chi cục Bảo vệ Môi trường thành phố Đà Nẵng, 2016.
(BBT nhận bài: 07/11/2017, hoàn tất thủ tục phản biện: 11/12/2017)
106 Lê Văn Tụy, Phan Minh Đức
ỨNG DỤNG THIẾT BỊ CHẨN ĐOÁN OBD II WIFI ĐỂ NGHIÊN CỨU TIÊU HAO
NHIÊN LIỆU CỦA Ô TÔ TRONG ĐIỀU KIỆN VẬN HÀNH THỰC TẾ
AN APPLICATION OF OBD II WIFI DIAGNOSTICS TO THE STUDY OF VEHICLE FUEL
CONSUMPTION IN REAL OPERATING CONDITIONS
Lê Văn Tụy, Phan Minh Đức
Trường Đại học Bách khoa - Đại học Đà Nẵng; [email protected], [email protected]
Tóm tắt - Suất tiêu hao nhiên liệu (STHNL) của ô tô khi vận hành thực tế thường cao hơn so với công bố của hãng xe. Do đó. xác định chính xác STHNL thực tế và chế độ vận hành kinh tế sẽ giúp người tiêu dùng và xã hội giảm chi phí nhiên liệu và ô nhiễm khí thải. Xác định STHNL khá khó khăn do cần thiết bị đo nhiên liệu tiêu hao, thời gian, quãng đường vận chuyển, tải trọng. Bài báo này công bố giải pháp dùng thiết bị chẩn đoán đa năng OBD II, để xác định STHNL trong điều kiện vận hành thực tế. Kết quả thực nghiệm đối với ô tô Hyundai i20 chứng tỏ hoàn toàn có thể ứng dụng được. STHNL thực tế cao hơn 16% so với công bố của hãng xe. Khi chạy có gia tốc trong thành phố, STHNL cao hơn đến 62% so với các chế độ vận hành ở ngoại ô; khi nhanh chân ga, STHNL sẽ tăng cao hơn nhiều lần so với tốc độ chuyển động đều. Khi gia tốc trên đèo dốc, STHNL có thể tăng 125% so với các chế độ vận hành khác.
Abstract - Actual fuel consumption of a car (ACFC) in real conditions is often higher than that reported by vehicle manufacturers. Accurate determination of ACFC and economic operating mode will help consumers and society to reduce fuel costs and emissions. Determining ACFC is quite difficult due to the need to measure fuel consumption, time, distance traveled and load. This article presents the solution of using the OBD II multi-function diagnostic tool to determine ACFC under actual operating conditions. Experimental results for the Hyundai i20 prove that the solution is completely applicable. ACFC is actually 16% higher than that reported by vehicle manufacturers. With acceleration in the city, ACFC is 62% higher than that in operating modes in the suburbs. In accelerated pedal modes, ACFC will rise several times higher than that in steady modes. ACFC in accelerated pedal modes on slopes can increase 125% compared to that in other operating modes.
Từ khóa - thao tác lái xe; ô tô số tự động; thử trên đường; suất tiêu hao nhiên liệu ô tô; thiết bị chẩn đoán đa năng OBD II.
Key words - driving operation; automatic transmission vehicle; road test; vehicle fuel consumption; OBD II multifunction diagnostics.
1. Đặt vấn đề
Suất tiêu hao nhiên liệu là một trong những chỉ tiêu kinh
tế kỹ thuật quan trọng mà các nhà nghiên cứu, sản xuất ô
tô cũng như nhà kinh doanh sản phẩm và người tiêu dùng
đều quan tâm [4-8]. Suất tiêu hao nhiên liệu mà nhà sản
xuất công bố trong tài liệu kỹ thuật thường thấp hơn nhiều
so với giá trị ở điều kiện vận hành thực tế. Do đó, xác định
suất tiêu hao nhiên liệu thực tế càng đáng được quan tâm,
để giúp người tiêu dùng có quyết định đúng đắn cũng như
góp phần vào việc giảm tổng tiêu hao nhiên liệu, phát thải
ô nhiễm, giảm chi phí sản xuất. Thông thường, đo tiêu hao
nhiên liệu ô tô thường được tiến hành bằng thiết bị chuyên
dụng đắt tiền. Ngày nay, công nghệ điện tử - viễn thông đã
phát triển mạnh mẽ nên việc đo tiêu hao nhiên liệu nói riêng
và các thông số kỹ thuật khác của ô tô nói chung, có thể
được thực hiện dễ dàng và nhanh chóng thông qua thiết bị
chẩn đoán đa năng thông minh [4]. Nghiên cứu này trình
bày kết quả ứng dụng bộ chẩn đoán đa năng OBD II Wifi
vào việc xác định suất tiêu hao nhiên liệu của ô tô trong
điều kiện vận hành thực tế để đưa ra các khuyến cáo vận
hành hợp lý, nhằm tiết kiệm nhiên liệu cho người tiêu dùng
và xã hội, giảm ô nhiễm do khí thải [1, 4].
2. Nội dung nghiên cứu
2.1. Chỉ tiêu đánh giá tiêu hao nhiên liệu ô tô
Suất tiêu hao nhiên liệu (Qnl, l/100 km) của ô tô được
đánh giá bằng lượng nhiên liệu tiêu hao (lít) trên
100 kilomet đường chạy, từ phương trình tiêu hao nhiên
liệu, như sau [2, 3, 8]:
tnl
jiwfe
nl
FFFFgQ
..36
. (1)
Trong đó, ge là suất tiêu hao nhiên liệu động cơ, là hàm
phụ thuộc vào chế độ vận hành ứng với mức độ sử dụng tải
động cơ và số vòng quay của động cơ; tính theo g/kWh;
Ff là lực cản lăn của đường; Fw là lực cản không khí đối với
ô tô; Fi là lực cản khi xe chuyển động trên đường có dốc;
Fj là lực quán tính khi xe chuyển động có gia tốc; nl là tỷ
trọng của nhiên liệu, tính bằng kg/lít và t là hiệu suất của
hệ thống truyền lực, tính đến tất cả các tổn thất khi truyền
công suất từ động cơ đến các bánh xe chủ động của ô tô.
2.2. Đối tượng nghiên cứu và chế độ thử nghiệm
2.2.1. Đối tượng nghiên cứu
Để có thể thấy rõ hơn mức độ tăng tiêu hao nhiên liệu
khi vận hành xe với các chế độ khác nhau, so với số liệu
công bố trong tài liệu kỹ thuật của nhà sản suất, nhóm tác
giả chọn đối tượng thử nghiệm là xe ô tô, sử dụng hộp số
tự động AT - kiểu biến mô thủy lực. Với xe sử dụng hộp
số tự động AT sẽ có sự trượt mạnh của bộ biến mô thủy lực
khi lái xe đạp mạnh chân ga với mong muốn gia tốc xe
nhanh hơn khi vượt xe khác. Trong trường hợp này, sự
trượt mạnh của bộ biến mô sẽ dẫn đến tăng tiêu hao nhiên
liệu nhiều hơn do tổn thất thêm cho sự trượt tương đối giữa
bánh bơm và bánh tuốc-bin.
Ô tô được dùng trong thử nghiệm là ô tô con 5 chỗ ngồi,
trang bị hộp số tự động có 4 cấp số tiến, hiệu Hyundai i20
do hãng Hyundai của Hàn Quốc sản xuất năm 2010, có các
thông số kỹ thuật chính như trong Bảng 1 [4].
Tình trạng ô tô thử nghiệm: ô tô đã qua sử dụng 50.000
km, được bảo dưỡng thường xuyên theo đúng yêu cầu bảo
dưỡng của hãng (sau mỗi 5.000 km). Bốn lốp xe được thay
mới, tải trọng trong suốt quá trình thực nghiệm gồm: tải
trọng cơ sở của ô tô và 3 người (tương đương 1.800 N).
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 107
Hình 1. Ô tô Hyundai i20 thử nghiệm [4]
Bảng 1. Thông số kỹ thuật chính của ô tô Hyundai i20
THÔNG SỐ KỸ THUẬT CHUNG
Kích thước tổng thể (D x R x C) (mm) 3.940x 1.710x 1.490
Chiều dài cơ sở (mm) 2.524
Vệt bánh xe trước/sau (mm) 1.505/ 1.503
Bán kính vòng quay min (mm) 5.200
Khoảng sáng gầm xe (mm) 175
Công suất max/số vòng quay (kW/v/ph) 74/ 6.000
Mô-men max/số vòng quay (Nm/v/ph) 134/3.500
Tỷ số nén động cơ (-) 10,5:1
Thể tích xi-lanh (lít) 1,4
Hệ thống lái Trợ lực điện
Hệ thống phanh trước/sau Đĩa, có ABS
Suất tiêu hao nhiên liệu (l/100km) 4,8
2.2.2. Các thiết bị đo
Phương trình tiêu hao nhiên liệu (1) cho thấy tiêu hao
nhiên liệu của ô tô phụ thuộc vào chế độ vận hành ô tô, tức
là: tải trọng chuyên chở, vận tốc chuyển động, trạng thái
gia tốc, điều kiện đường sá và môi trường khí hậu.
Các thông số đo gồm: lượng tiêu hao nhiên liệu, tốc độ
chuyển động của ô tô. Ngoài ra, để đánh giá mức độ tăng
thêm lượng tiêu hao nhiên liệu do sự trượt của bộ biến đổi
mô-men của ô tô sử dụng hộp số tự động AT, cần phải đo
số vòng quay động cơ đồng bộ với việc đo tốc độ xe; ứng
với chế độ vận hành có gia tốc, cần phải đo gia tốc hoặc
tương đương. Trong trường hợp này thì thiết bị chẩn đoán
đa năng OBD II Wifi sử dụng đồng hồ đo thời gian thực
của chính thiết bị hiển thị và ghi dữ liệu [1], [4].
Hình 2. Thiết bị OBDLink MX Wifi [1]
Bộ chẩn đoán đa năng OBD II Wifi bao gồm thiết bị kết
nối OBDLink (Hình 2) có chức năng tiếp nhận và truyền dẫn
dữ liệu theo giao thức wifi từ bộ xử lý trung tâm (ECU) của
động cơ đến thiết bị thu nhận và hiển thị thông minh khác
(điện thoại thông minh hay máy tính điện tử) có khả năng
tiếp nhận tín hiệu không dây. Trong nghiên cứu này, điện
thoại thông minh dùng hệ điều hành Android (ảnh chụp màn
hình như Hình 3) được sử dụng để thu nhận dữ liệu từ
OBDLink thông qua phần mềm chuyên dụng của thiết bị
chẩn đoán đa năng OBD II được cài đặt lên điện thoại [1, 4].
Ngoài ra, trên điện thoại thông minh còn có phần mềm
quay phim để ghi lại màn hình hiển thị nhằm lưu trữ thông
tin lâu dài trên máy.
Hình 3. Giao diện phần mềm OBDLink trên
điện thoại thông minh [1, 4]
Với trang thiết bị sử dụng như trên, ta có độ chính xác
được xác định bởi sai số của các đại lượng đo và được thể
hiện như Bảng 2 sau đây:
Bảng 2. Sai số cho phép của các đại lượng đo
SAI SỐ CHO PHÉP CỦA CÁC THÔNG SỐ
Sai số tiêu hao nhiên liệu (Gh) +/- 0,01 (l/h)
Sai số tốc độ động cơ (n) +/- 1,0 (rpm)
Sai số tốc độ xe (V) +/- 1,0 (km/h)
2.2.3. Các nội dung kiểm tra và chế độ vận hành
Ô tô được kiểm tra thử nghiệm trên đường thực tế, các
chế độ thử nghiệm được thực hiện ứng với các nội dung
kiểm tra như sau:
+ Đo tiêu hao nhiên liệu khi vận hành với tốc độ không
đổi, từ 20 đến 90 km/h với bước là 10 km/h;
+ Đo tiêu hao nhiên liệu khi vận hành trong thành phố
với tốc độ thay đổi thường xuyên;
+ Đo tiêu hao nhiên liệu khi vận hành ô tô trên đường
đèo dốc;
+ Đo tiêu hao nhiên liệu khi vận hành ô tô theo chế độ
tăng tốc lớn - đạp mạnh chân ga khi cần vượt nhanh xe khác.
Các điều kiện sau đây được chuẩn bị để hạn chế tối đa
ảnh hưởng sai khác trong các lần thử:
- Chiều dài của đường chạy phải đủ dài so với yêu cầu
108 Lê Văn Tụy, Phan Minh Đức
chạy thử nghiệm;
- Không có các vật cản trên đường làm ảnh hưởng đến
quá trình chạy thử nghiệm; đặc biệt là chế độ chạy xe với
tốc độ hằng số;
- Phải đảm bảo an toàn cho xe và người trong quá trình
thử nghiệm;
- Thời tiết ổn định (không có gió, bão).
3. Kết quả nghiên cứu và bàn luận
3.1. Kết quả thử nghiệm và đánh giá tiêu hao nhiên liệu
khi chạy xe với tốc độ hằng số
Trên Hình 4 thể hiện kết quả thử nghiệm tiêu hao nhiên
liệu ô tô khi vận hành thực trên đường với tốc độ chuyển
động đều V = 90 km/h.
Hình 4. Kết quả thử nghiệm khi vận hành ô tô chạy với
tốc độ ổn định V = 90 km/h
Kết quả xử lý và phân tích đánh giá tiêu hao nhiên liệu
ô tô ứng với khi vận hành xe ở chế độ duy trì tốc độ ổn định
lần lượt từ V = 20 km/h đến V = 90 km/h, với gia số vận
tốc xe dV = 10 km/h. Kết quả được thể hiện trong Bảng 3
và đồ thị biểu diễn biến thiên tiêu hao nhiên liệu ô tô theo
tốc độ chuyển động đều như trên Hình 5.
Hình 5. Diễn biến tiêu hao nhiên liệu của ô tô theo vận tốc ở
các chế độ vận hành duy trì tốc độ không đổi
Bảng 3. Suất tiêu hao nhiên liệu của ô tô khi vận hành với
tốc độ duy trì hằng số
V (km/h) 21 28 41 51
Qnl (l/100km) 11,12 9,68 6,38 5,97
V (km/h) 60 70 82 90
Qnl (l/100km) 5,36 5,95 6,33 6,62
Kết quả này cho thấy ô tô thử nghiệm có tốc độ kinh tế
là V= 59 km/h và suất tiêu hao nhiên liệu tương ứng là
Qnl_min= 5,57 (l/100km), khi vận hành với 3 người, kể cả
người lái. So với tài liệu công bố của nhà sản suất ô tô
Hyundai i20 thì lượng tiêu hao nhiên liệu thực tế khi thử
nghiệm trên đường tăng hơn khoảng 16%.
3.2. Kết quả thử nghiệm và đánh giá tiêu hao nhiên liệu
khi chạy xe có gia tốc trong nội đô
Hình 6. Kết quả thử nghiệm với chế độ vận hành
ô tô gia tốc trong thành phố
Kết quả chạy xe theo lộ trình thử nghiệm với tốc độ thường
xuyên thay đổi trong thành phố được thực hiện nhiều lần với
nhiều tuyến đường có mật độ phương tiện lưu thông khác
nhau; qua đó cho thấy tốc độ trung bình càng thấp, vì phải
dừng trước đèn đỏ nhiều lần… thì tiêu hao nhiên liệu càng
tăng. Trên Hình 6 thể hiện một chế độ vận hành khi chạy xe
có gia tốc trong thành phố với tốc độ trung bình vào khoảng
27 km/h và tốc độ lớn nhất có thể đạt đến 55 km/h (tuyến
đường có dải phân cách cứng, tốc độ cho phép là 60 km/h).
Với chế độ vận hành trong thành phố, xe thường xuyên
phải dừng trước đèn đỏ, rồi gia tốc, làm cho tiêu hao nhiên
liệu trung bình tăng lên đáng kể so với chế độ vận hành duy
trì tốc độ hằng số. Kết quả xử lý dữ liệu theo đồ thị trên
Hình 6 cho thấy, lượng tiêu hao nhiên liệu trung bình vào
khoảng Qnl = 15,68 (l/100km) tương ứng với tốc độ trung
bình V= 27 km/h.
So với chế độ chuyển động đều với V = 28 km/h
thì lượng tiêu hao nhiên liệu bằng Qnl = 9,68 (l/100km)
(Bảng 2); tức là lượng tiêu hao nhiên liệu trung bình trong
trường hợp này tăng lên khoảng 62%.
3.3. Kết quả và đánh giá tiêu hao nhiên liệu khi chạy xe
trên đường đèo dốc
Hình 7. Kết quả thử nghiệm với chế độ vận hành xe
có gia tốc qua đèo dốc Hải Vân
0
50
100
-30 20 70 120Thời gian (s)
Tốc độ xe… Tiêu hao nhiên liệu…
Qnl[lít/100km] = -4E-05.V3 + 0,0097.V2 -0,7142.V + 22,469
0123456789
101112
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
V (km/h)
0
10
20
30
40
50
60
0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 275 300
Thời gian (s)
V (km/h) Gh (lít/h) Q(lít/100km)
0
10
20
30
40
50
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180
Thời gian (s)
V(km/h) Gh(lít/h) Q (lít/100km)
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 109
Hình 7 thể hiện một chế độ vận hành khi chạy xe qua
đèo Hải Vân, với tốc độ trung bình vào khoảng 34 km/h và
tốc độ lớn nhất có thể đạt 44 km/h, có lượng tiêu hao nhiên
liệu trung bình Q_tb= 17,45 (l/100km).
So với chế độ vận hành duy trì tốc độ hằng số tương đương
trên đường nằm ngang, lượng tiêu hao nhiên liệu chỉ vào
khoảng 7,75 (l/100km) (tính theo công thức hàm xấp xỉ trên
đồ thị ở Hình 5), nghĩa là tăng hơn 125%. Sở dĩ như vậy là vì
khi chạy trên đường đèo dốc, lượng nhiên liệu tiêu hao tăng
thêm để gia tốc ô tô và khắc phục lực cản lên dốc của ô tô.
3.4. Kết quả thử nghiệm và đánh giá tiêu hao nhiên liệu
khi chạy xe với chế độ gia tốc chân ga đột ngột
Kết quả đo thể hiện trên Hình 8 cho thấy, khi nhấn bàn
đạp ga đột ngột, số vòng quay động cơ tăng nhanh trong
khi vận tốc ô tô không tăng với tỷ lệ tương ứng. Khi nhấn
bàn đạp ga đột ngột, chẳng hạn khi cần vượt nhanh xe khác,
với ô tô sử dụng hộp số tự động kiểu biến mô thủy lực, thì
xảy ra sự trượt rất mạnh của bánh bơm so với bánh tuốc bin
của biến mô thủy lực. Kết quả sẽ làm cho lượng tiêu hao
nhiên liệu ô tô cũng tăng cao đột ngột.
Hình 8. Diễn biến tiêu hao nhiên liệu tăng cao khi
biến mô thủy lục bị trượt mạnh
Đồ thị cho thấy, khoảng thời gian t = 19 đến 20 s, tốc
độ động cơ đã tăng lên từ 943 đến 2.244 rpm; nhưng tốc độ
xe vẫn còn chưa tăng. Mãi đến sau khi t = 23 s thì tốc độ
xe mới kịp tăng từ 32 lên 50 km/h; lúc này, lượng tiêu hao
nhiên liệu ô tô có thể tăng lên rất cao.
Bảng 3 cho thấy lượng tiêu hao nhiên liệu thử nghiệm
có thể đạt cao nhất với Q = 25,75 (l/100km) tại thời điểm
vận tốc V= 32 km/h.
Giá trị suất tiêu hao này cao gấp hơn 3 lần so với chế
độ vận hành với tốc độ hằng số (với phương pháp nội suy
từ đồ thị trên Hình 5, lượng tiêu hao nhiên liệu chỉ bằng
Q = 8,17 (l/100km)).
Bảng 3. Diễn biến tiêu hao nhiên liệu tăng cao khi
bộ biến mô thủy lực bị trượt mạnh
t(s) V (Km/h) Gh (lít/h) N (rpm) Q (l/100km)
1 40 1,25 948 3,13
3 38 1,36 944 3,58
8 38 1,36 943 3,58
11 38 1,69 943 4,45
15 38 1,69 943 4,45
17 38 1,69 943 4,45
19 32 2,75 1.520 8,59
20 32 3,28 2.244 10,25
21 32 3,34 2.338 10,44
22 32 7,91 2.340 24,72
23 32 8,24 2.340 25,75
25 49 7,73 2.340 15,78
27 59 7,39 2.105 12,53
29 59 1,96 1.584 3,32
31 56 1,76 1.507 3,14
32 55 2,78 1.462 5,05
33 55 3,37 1.455 6,13
4. Kết luận
Từ kết quả nghiên cứu thực nghiệm, có thể kết luận:
1. Bộ chẩn đoán đa năng OBD II wifi có thể kết hợp với
điện thoại thông minh để đo các thông số kỹ thuật của ô tô
một cách nhanh chóng, tiện lợi, khá chính xác (xem Bảng
2). Các kết quả nhận được từ việc nghiên cứu và diễn biến
của lượng tiêu hao nhiên liệu ứng với các chế độ vận hành,
phản ánh đúng bản chất và phù hợp với quy luật lý thuyết
như đã chỉ ra ở phương trình tiêu hao nhiên liệu (1).
2. Với ô tô du lịch Hyundai i20 sử dụng hộp số tự động
kiểu biến mô thủy lực, có lượng tiêu hao nhiên liệu nhỏ
nhất trên đường thực tế là Qnl_min = 5,57 (l/100km) khi vận
hành ở tốc độ không đổi V= 59 km/h. Giá trị này cao hơn
khoảng 16% so với công bố của nhà sản xuất.
3. Khi vận hành ô tô trong thành phố với tốc độ thường
xuyên thay đổi, tiêu hao nhiên liệu tăng lên khoảng 62% so
với tốc độ chuyển động đều tương ứng. Tương tự, với chế
độ vận hành trên đường đèo dốc, tiêu hao nhiên liệu tăng hơn
khoảng 125%; đặc biệt, khi gia tốc mạnh chân ga để vượt
nhanh xe khác, tiêu hao nhiên liệu có thể tăng hơn gấp 3 lần
so với chế độ vận hành tốc độ chuyển động đều tương ứng.
Lời cảm ơn: Nghiên cứu này được tài trợ bởi Quỹ Phát
triển Khoa học và Công nghệ Đại học Đà Nẵng trong đề tài
mã số B2016-DNA-27-TT.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] http://www.obdlink.com/mxwf
[2] Nguyễn Hữu Cẩn, Phạm Minh Thái, Lê Thị Vàng, Dư Quốc Thịnh,
Nguyễn Văn Tài, Lý thuyết ô tô máy kéo, NXB Khoa học Kỹ thuật,
Hà Nội, 2002.
[3] Phan Minh Đức, Giáo trình lý thuyết ô tô, Giáo trình lưu hành nội
bộ, Khoa Cơ khí Giao thông, Trường Đại học Bách khoa - Đại học Đà Nẵng, 2007.
[4] Phạm Quốc Huy, Nghiên cứu ảnh hưởng của chế độ vận hành đến
tiêu hao nhiên liệu của ô tô sử dụng hộp số tự động, Luận văn Thạc
sỹ kỹ thuật, Trường Đại học Bách khoa - Đại học Đà Nẵng, 2017.
[5] C. Manzie et al., “Fuel economy improvements for urban driving -
Hybrid vs. intelligent vehicles”, Transportation Research Parts C,
15, 2007, pp. 1-16.
[6] Susan A. Shaheen and Timothy E. Lipman, “Reducing Greenhouse
Emissions and Fuel Consumption - Sustainable Approaches for Surface Transportation”, IATSS Reseach, Vol. 31. No. 1, 2007, pp. 6-20.
[7] N. Haworth and M. Symmons, The relationship between fuel
economy and safety outcomes, Monash University Accident
Research Centre (Final Report), Report No. 188. pages 57.
[8] Michael Ben-Chaim, Efraim Shmerling and Alon Kuperman,
“Analytic Modeling of Vehicle Fuel Consumption”, Energies, No. 6, 2013. pp. 117-127.
(BBT nhận bài: 10/11/2017, hoàn tất thủ tục phản biện: 29/11/2017)
0
1000
2000
3000
0
20
40
60
80
0 10 20 30 40 50 60 70
n (
rpm
)
Thời gian t(s)
V(Km/h) Q(lít/100km) n(rpm)
110 Lê Đức Viên
NGHIÊN CỨU GIẢI PHÁP KIẾN TRÚC THÍCH ỨNG KHÍ HẬU TRONG
THIẾT KẾ NHÀ PHỐ TẠI TP. ĐÀ NẴNG
A RESEARCH ON CLIMATE ADAPTABILITY STRATEGY OF
TUBE HOUSE DESIGN IN DANANG CITY, VIETNAM
Lê Đức Viên
Trường Đại học Đông Nam, Trung Quốc (Southeast University, China); [email protected]
Tóm tắt - Nhà phố là một loại hình cư trú phố biến tại TP. Đà Nẵng, tuy nhiên hiện nay việc thiết kế nhà phố có tính thích ứng khí hậu chưa thật sự được xem trọng. Nghiên cứu này sử dụng phương pháp khảo sát thực tế ở các phương diện nhiệt độ bề mặt tường và mái, nhiệt độ không khí trong nhà và tốc độ gió trong nhà để miêu tả hiện trạng tác động của khí hậu lên kiến trúc và khả năng thích ứng của kiến trúc. Căn cứ vào kết quả khảo sát, phát hiện những tồn tại điển hình trong thiết kế nhà phố tại Đà Nẵng, từ đó thảo luận và đề xuất một số giải pháp nâng cao khả năng thích ứng khí hậu của nhà phố. Các giải pháp được đề xuất xoay quanh hai mục tiêu, một là giảm thiểu mức độ ảnh hưởng của bức xạ mặt trời đối mái và tường, hai là tăng cường hiệu quả thông gió trong nhà.
Abstract - Tube house is the most common residential type in Da Nang. However, climate adaptability design of this kind of housing has not been given proper attention at present. Based on field investigation, this study focuses on the surface temperature of residential roofs and walls, indoor air temperature and indoor wind speed, and objectively describes the impact of climate on the tube house design and its adaptability. From the results of the survey, this paper points out some typical design problems, and then discusses and puts forward some strategies to improve the climate adaptability of the tube house. Each strategy aims at reducing the impact of solar radiation on the roof and walls, and improving the effect of indoor ventilation.
Từ khóa - nhà phố; thích ứng khí hậu; che nắng; thông gió; TP. Đà Nẵng
Key words - tube house; climate adaptability; sunshade; ventilation; Danang City
1. Đặt vấn đề
Trong thời đại hiện nay, để phục vụ cho sự phát triển
trên nhiều phương diện của loài người, chúng ta đã khai
thác tự nhiên một cách quá mức, điều này dẫn đến việc
nguồn tài nguyên cạn kiệt, môi trường ô nhiễm nặng nề, khí
hậu biến đổi theo chiều hướng tiêu cực. Bởi vậy, việc giảm
thiểu những tác động của con người đối với môi trường sống
là một điều tất yếu và cấp thiết. Trong kiến trúc, quá trình sử
dụng kiến trúc đã tiêu hao rất nhiều năng lượng, đồng thời
gây ra nhiều ô nhiễm cho môi trường xung quanh. Việc sử
dụng các thiết bị điều hòa không khí trong kiến trúc còn là
một trong những nguyên nhân chính làm gia tăng mức độ
trầm trọng của hiện tượng đảo nhiệt trong thành phố (UHI)
[1]. Từ những năm 40 của thế kỷ 20, lứa kiến trúc sư đầu
tiên của nước ta đã bỏ nhiều công sức để tìm tòi và sáng tạo
các giải pháp kiến trúc phù hợp với khí hậu nhiệt đới Việt
Nam [2], tuy nhiên đến nay thành quả từ các nghiên cứu này
vẫn chưa được nhân rộng và kế thừa xứng đáng. Chính vì
vậy, việc thiết kế sao cho các công trình kiến trúc có khả
năng thích ứng với khí hậu, giảm thiểu việc sử dụng các
biện pháp điều tiết vi khí hậu hao tốn năng lượng là vấn đề
bức thiết và cần được thực hiện rộng rãi.
Hiện nay, trên toàn quốc nói chung và TP. Đà Nẵng nói
riêng, hình thức nhà ở phổ biến nhất là hình thức nhà ở
riêng lẻ [3], mà trong các đô thị thì điển hình nhất là nhà
phố. Khí hậu tại TP. Đà Nẵng cơ bản là khí hậu nhiệt đới,
gió mùa với mùa hạ nóng bức (nhiệt độ cao nhất có thể
vượt qua 40°C), mùa đông không lạnh hoặc chỉ hơi lạnh
[4], trong đó mùa hạ với nhiệt độ cao đã ảnh hưởng rất lớn
đến đời sống sinh hoạt và sản xuất của con người. Tuy
nhiên, việc thiết kế nhà phố trong thời gian qua còn chưa
được xem trọng, dẫn đến tình trạng người dân hoặc các nhà
thầu xây dựng nhỏ lẻ thiếu chuyên môn về thiết kế kiến
trúc tự tiến hành thiết kế mà rất ít hoặc không hề xem xét
các yếu tố thích ứng khí hậu để tạo được một không gian
sống vừa đảm bảo tiện nghi nhiệt, vừa giảm thiểu mức độ
sử dụng năng lượng. Ngay cả trong giới kiến trúc sư cũng
có một bộ phận khá lớn những người không chú trọng về
vấn đề này. Hậu quả của việc này là kiến trúc thiếu tính
thích ứng khí hậu, làm giảm sự tiện nghi của người sử dụng
trong những thời điểm khí hậu khắc nghiệt.
Một số nghiên cứu về vấn đề thích ứng khí hậu đã được
tiến hành, như: Nghiên cứu giải pháp tiết kiệm năng lượng
cho nhà ống tại Đà Nẵng của Hồ Hồng Quyên [5]; Nghiên
cứu giải pháp thiết kế cho nhà phố hướng Tây và Tây Nam
tại Hà Nội của Nguyễn Quang Minh [6]; Nghiên cứu cải
thiện thông gió trong nhà ở bằng sân trong của Nguyễn Anh
Tuấn [7]; Nghiên cứu so sánh hiệu quả của các phương
pháp thông gió tự nhiên trong nhà ống của Phạm Hải Hà
[8]…, đã đứng ở nhiều góc độ khác nhau để nêu lên các
vấn đề thích ứng khí hậu và giải pháp cải thiện vấn đề trong
thiết kế nhà phố. Với mục đích tiếp tục góp phần nghiên
cứu các giải pháp thích ứng khí hậu cho nhà phố tại Đà
Nẵng, nghiên cứu này tập trung khảo sát những ảnh hưởng
cụ thể của khí hậu đối với kiến trúc nhà phố trong mùa hạ,
phát hiện những điểm hạn chế trong thiết kế để thảo luận
và đề xuất các giải pháp cải thiện.
2. Phương pháp nghiên cứu
Nghiên cứu này được thực hiện dựa trên 3 bước chủ
yếu: Một là, sử dụng phương pháp khảo sát thực tế để xác
định các ảnh hưởng của khí hậu đến kiến trúc; Hai là, sử
dụng phương pháp quy nạp và so sánh để tổng hợp và thảo
luận về kết quả kháo sát; Ba là, dựa trên kết quả thảo luận
ở bước hai để đề xuất những giải pháp cải thiện và phát
triển việc thiết kế nhà phố thích ứng với khí hậu.
Để đảm bảo tính bao quát và tính điển hình, nghiên
cứu lựa chọn 3 căn nhà có thiết kế, quy mô khá tương
đồng với nhau và khá tương đồng với đa số các nhà phố
hiện nay trên địa bàn TP. Đà Nẵng để tiến hành khảo sát.
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 111
Việc khảo sát tiến hành với 3 nội dung chủ yếu, bao
gồm: khảo sát nhiệt độ bề mặt tường và mái, khảo sát
nhiệt độ các không khí bên trong nhà, khảo sát tốc độ
gió bên trong nhà.
Các căn nhà được khảo sát bao gồm: nhà tại đường Trần
Quý Khoách (ký hiệu: Nhà A), nhà tại đường Nguyễn Văn
Giáp (Nhà B), nhà tại đường Trịnh Công Sơn (Nhà C).
Thời điểm khảo sát là tháng 7, một trong những tháng nóng
cao điểm tại TP. Đà Nẵng. Điều kiện thời tiết của các ngày
khảo sát là ngày nắng, nhiệt độ ngoài trời cao nhất và thấp
nhất trong khoảng thời gian đo lần lượt là: Nhà A: 26°C -
36°C, Nhà B: 27°C - 36°C, Nhà C: 28°C - 37°C. Thời gian
khảo sát đối với mỗi căn nhà là từ 6:00 đến 21:00 của 1
ngày.
Các thiết bị đo đạc bao gồm: Thiết bị đo nhiệt độ bề mặt
Smart Sensor AS852B, phạm vi đo từ -50°C đến 750°C, độ
chính xác khi đo ở nhiệt độ 0 - 100°C là ±2°C, độ phân giải
là 0,1°C, cân chỉnh tần suất khi đo tường gạch và mái ngói
là 0,90, khi đo mái bê tông là 0,95; Thiết bị đo nhiệt độ
không khí Suwei SW101, phạm vi đo từ -10°C đến 50°C,
độ chính xác là ±1°C, độ phân giải là 0,1°C; Thiết bị đo tốc
độ gió Smart Sensor AS8336, phạm vi đo từ 0,1 - 45m/s,
độ chính xác là ±3%, độ phân giải là 0,001m/s; cùng các
thiết bị phụ trợ khác.
3. Kết quả khảo sát
3.1. Kết quả khảo sát Nhà A
Hình 1. Nhiệt độ bề mặt tường và mái (Nhà A, °C)
Hình 2. Nhiệt độ không khí trong và ngoài nhà
(Nhà A, °C)
Hình 3. Nhiệt độ không trí trong nhà ở thời điểm nóng nhất
(Nhà A, °C)
Hình 4. Tốc độ gió khi mở và đóng cửa (Nhà A)
112 Lê Đức Viên
3.2. Kết quả khảo sát Nhà B
Hình 5. Nhiệt độ bề mặt tường và mái (Nhà B, °C)
Hình 6. Nhiệt độ không khí trong và ngoài nhà
(Nhà B, °C)
Hình 7. Nhiệt độ không trí trong nhà ở thời điểm nóng nhất
(Nhà B, °C)
Hình 8. Tốc độ gió khi mở cửa (Nhà B)
3.3. Kết quả khảo sát Nhà C
Hình 9. Nhiệt độ bề mặt mái (Nhà C, °C)
Hình 10. Nhiệt độ không khí trong và ngoài nhà
(Nhà C, °C)
Hình 11. Nhiệt độ không trí trong nhà ở thời điểm nóng nhất
(Nhà C, °C)
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 113
Hình 12. Tốc độ gió khi mở cửa (Nhà C)
4. Thảo luận
Dựa vào các kết quả khảo sát, nghiên cứu đưa ra thảo
luận về thích ứng khí hậu trong thiết kế nhà phố như sau:
4.1. Cấu tạo tường và mái quyết định mức độ nhận nhiệt
của kiến trúc
Thông qua kết quả khảo sát có thể dễ dàng nhận thấy
bộ phận nhận nhiều nhiệt nhất của kiến trúc nhà phố là mái
và tường mặt tiền. Ở Nhà A, phía trên mái bê tông cốt thép
(BTCT) hoàn toàn không có thiết bị che chắn khác, nên
dưới tác dụng của bức xạ mặt trời (BXMT), mái bị đốt
nóng, một lượng lớn nhiệt lượng truyền trực tiếp vào không
gian trong nhà làm nhiệt độ không khí trong nhà nhanh
chóng tăng lên, nhiệt độ mặt trong mái thấp nhất là 34,3°C,
cao nhất là 44,5°C, nhiệt độ không khí của các không gian
ở tầng 3 ở mức cao, khoảng 35 ~ 36°C. Cũng với cùng
nguyên tắc như vậy, mái BTCT của Nhà B cũng chịu ảnh
hưởng lớn của BXMT, tuy nhiên, vì Nhà B có lắp đặt thêm
hệ thống lưới che nắng, nên độ ảnh hưởng ấy đã được giảm
đi một phần rất đáng kể, chịu cường độ bức xạ thấp hơn
nên nhiệt độ của mái cũng thấp hơn so với trường hợp Nhà
A, nhiệt độ mặt trong mái thấp nhất là 30,1°C, cao nhất là
37,4°C, nhiệt độ không khí của các không gian của tầng 2
khoảng 32 ~ 33°C. Cấu tạo mái của Nhà C khác với 2
trường hợp trước, Nhà C được thiết kế với một hệ thống
mái ngói che chắn gần như toàn bộ phần mái BTCT bên
dưới, hình thành một tầng mái vừa có chức năng kho chứa,
vừa là phần không gian đệm để giảm thiểu ảnh hưởng của
BXMT. Dưới ánh nắng mặt trời, mái ngói có nhiệt độ rất
cao, nhiệt độ mặt trong mái ngói thấp nhất là 39,5°C, cao
nhất là 55,5°C, nhiệt độ không khí của tầng mái thời gian
buổi trưa lên đến hơn 37°C. Tuy vậy, nhờ sự che chắn của
mái ngói, đồng thời không khí nóng trong tầng mái cũng
thường xuyên được gió đẩy ra ngoài, nên mái BTCT có
nhiệt độ thấp hơn so với 2 trường hợp A và B, nhiệt độ mặt
trong mái BTCT thấp nhất là 31,5°C, cao nhất chỉ có
34,8°C, và nhiệt độ không khí ở tầng 2 cũng chỉ ở mức
khoảng 31 ~ 32°C.
So sánh 3 kết quả trên chúng ta có thể dễ dàng nhận
thấy, với điều kiện môi trường tương đối đồng nhất, mái
nhà không được che nắng, mái nhà được che nắng một
phần, và mái nhà được che nắng hoàn toàn, có mức độ nhận
nhiệt sản sinh do BXMT là khác nhau, từ đó làm cho mức
độ nhận nhiệt của kiến trúc cũng khác nhau. Mái không có
thiết kế che nắng nóng lên rất nhanh và trong thời gian ban
ngày luôn ở trạng thái tỏa nhiệt trực tiếp vào bên trong nhà.
Về đêm, tuy không còn chịu ảnh hưởng của BXMT, nhưng
mái BTCT vẫn tiếp tục tỏa ra lượng nhiệt lớn mà BTCT
hấp thụ trong ngày, làm cho nhiệt độ không khí bên trong
kiến trúc vẫn ở mức khá cao.
Các số liệu đo đạc về nhiệt độ bề mặt tường cũng cho
thấy hiện tượng tương tự như trên. Dưới tác dụng của
BXMT, tường ngoài của kiến trúc bị làm nóng và liên tục
truyền nhiệt vào không gian bên trong. Tường tầng 2 của
nhà A và B đều không có cấu kiện che nắng, nên nhiệt độ
tường cao, nhiệt độ bề mặt bên trong tường lần lượt là 32,1
~ 37,7°C, và 31,5 ~ 35,7°C. Tường phía trong của tầng 3
Nhà A được che nắng một phần nhỏ diện tích, nên có nhiệt
độ mặt trong tường là 32,0 ~ 36,1°C, thấp hơn so với tường
tầng 2. Tường được che nắng một phần lớn diện tích bao
gồm tường tầng 1 của nhà A và B (che bởi phần kiến trúc
nhô ra ở trên và cây xanh ở bên ngoài), nhiệt độ mặt trong
tường thấp hơn, lần lượt là 31,7 ~ 34,4°C và 30,4~34,2°C.
Kết quả đó cho thấy tường được che nắng sẽ có nhiệt độ
thấp hơn, lượng nhiệt truyền vào trong nhà cũng thấp hơn.
Tuy nhiên, hiện nay tường nhà phố ở Đà Nẵng thường
không có lớp che nắng cần thiết này.
Mái và tường đơn lớp, không có cấu kiện che nắng là
một hiện tượng rất phổ biến trong thiết kế kiến trúc nhà phố
ở Đà Nẵng, thể hiện mức độ thích ứng thấp với khí hậu.
Cần phải có sự chú trọng trong thiết kế cấu tạo mái và
tường để nâng cao khả năng thích ứng với điều kiện cường
độ BXMT lớn, nhiệt độ cao của khu vực Đà Nẵng.
4.2. Độ mở của không gian quyết định hiệu quả thông gió
của kiến trúc
Đối với Nhà A: Vận tốc gió ngoài trời lớn nhất ở hướng
đón gió chính là 2,76m/s. Khi có gió và khi các cửa được
mở, tốc độ gió trung bình trong nhà khoảng 0,75m/s ở tầng
3, khoảng 0,30m/s ở tầng 2, và <0,10m/s ở khu vực phía
trong của tầng 1. Đối với Nhà B: Vận tốc gió ngoài trời lớn
nhất ở hướng đón gió chính là 3,58m/s. Khi có gió và khi
các cửa được mở, tốc độ gió trung bình trong nhà khoảng
0,30m/s ở tầng 2, và 0,28m/s ở tầng 1. Đối với Nhà C: Vận
tốc gió ngoài trời lớn nhất ở hướng đón gió chính là
1,86m/s. Khi có gió và khi các cửa được mở, tốc độ gió
trung bình trong nhà khoảng 0,32m/s ở khu vực phía trong
tầng 1, khoảng 0,36 - 0,37m/s ở các không gian mở ở tầng
2. Từ các số liệu đo đạc có thể thấy, khi có gió và khi các
cửa được mở, vận tốc gió trung bình của đa phần các không
gian mở là từ 0,28 đến 0,37m/s, tốc độ gió này đảm bảo
được sự lưu thông không khí trong nhà, đồng thời con
người có thể cảm nhận được gió và có cảm giác được làm
mát. Tuy nhiên, cũng có nhiều không gian tương đối khép
kín (như phòng ngủ, hoặc các khu vực phía trong tầng 1 mà
không có cửa hoặc cửa rất nhỏ) chỉ có tốc độ gió khoảng
dưới 0,10m/s và tần suất có gió rất thấp, không đảm bảo
được sự lưu thông không khí và không tạo được tác dụng
114 Lê Đức Viên
làm mát cho con người [9].
Trong 3 trường hợp khảo sát thì chỉ có Nhà C là có thời
gian mở cửa khá dài, lại có 2 mặt mở nên có hiệu quả thông
gió tốt mặc dù vận tốc gió ngoài trời trong thời gian đo của
Nhà C thấp hơn. Hai trường hợp còn lại đã có diện tích đón
gió nhỏ lại còn thường xuyên đóng kín các cửa, nên hiệu
quả thông gió rất thấp, đặc biệt là trong trường hợp của Nhà
A. Nhà A có giếng trời ngay giữa nhà, nhưng lại không sử
dụng các biện pháp che nắng, ánh nắng chiếu trực tiếp vào
không gian trong nhà làm nhiệt độ không khí trong nhà lên
cao, không khí nóng tích tụ nên nhiệt độ không khí trong
nhà luôn ở mức cao.
Các cửa đóng kín hoặc các không gian kín nằm chắn ở
những vị trí có thể lấy gió làm cho khả năng thông gió tự
nhiên của nhà phố bị giảm đi rất nhiều hoặc hoàn toàn
không tồn tại khả năng thông gió. Đây cũng là một trong
những tồn tại điển hình trong thiết kế nhà phố ở Đà Nẵng,
cần phải có giải pháp cải thiện phù hợp.
5. Kiến nghị
5.1. Sử dụng cấu tạo mái nhiều lớp
Cấu tạo mái nhiều lớp với khoảng trống giữa các lớp sẽ
giúp giảm thiểu sự ảnh hưởng trực tiếp của BXMT đối với
không gian trong nhà. BXMT tác động lên lớp mái bên ngoài
làm lớp mái này nóng lên, nhiệt lượng truyền vào lớp không
khí phía trong. Với tần suất gió cao của khu vực Đà Nẵng,
gió sẽ đẩy phần lớn không khí nóng trong khoảng trống giữa
hai lớp mái ra ngoài, lượng nhiệt và bức xạ nhiệt đến lớp mái
thứ 2 đã giảm đi một phần nên lượng nhiệt truyền vào không
gian bên trong nhà sẽ ít hơn. Lớp mái phụ có thể được làm
bằng các vật liệu như BTCT, gỗ, tôn, hoặc lớp thực vật…
Khoảng cách giữa 2 lớp mái có thể đủ lớn để làm một không
gian phụ như kho chứa, vườn trên mái…
5.2. Sử dụng cấu tạo tường nhiều lớp
Nguyên lý của các biện pháp che nắng cho tường và
cửa cũng tương tự như đối với mái, tức là sử dụng khoảng
trống giữa các lớp để giảm thiểu lượng nhiệt truyền vào
bên trong nhà. Đối với tường và cửa thì còn cần chú ý đến
hướng của nhà, tại TP. Đà Nẵng, các tường và cửa hướng
về hai hướng Đông và Tây cần đặc biệt chú ý vấn đề che
nắng, bởi hai hướng này chịu ảnh hưởng BXMT lớn nhất
vào mùa hè. Hướng cần chú ý tiếp theo là hướng Bắc, bởi
ở thời điểm nắng nóng nhất của TP. Đà Nẵng thì quỹ đạo
của mặt trời vượt qua thiên đỉnh và chếch về phía Bắc. Các
cấu kiện che nắng dành cho tường và cửa đều nên dựa vào
phương vị và góc cao của mặt trời để có tính toán chính xác
về hình dạng, góc độ và kích thước. Các lớp cấu kiện che
nắng có thể được làm bằng BTCT, gỗ, thép, lớp thực vật…
Khoảng cách giữa lớp che nắng và tường có thể đủ rộng để
trở thành không gian công năng, như ban công, vườn cây…
5.3. Không gian mở để thông gió
Trong thiết kế thông gió, đầu tiên phải xem xét hướng
nhận gió, cần có cách mở cửa và lắp đặt cấu kiện đón gió
hợp lý để đón được gió mát và tránh gió nóng, đặc biệt có
thể xem xét lấy gió từ phía trên mái, bởi tốc độ gió phía
trên mái rất cao, nếu tận dụng tốt có thể trở thành một trong
những nguồn gió chính cho nhà. Thứ hai, tăng cường
không gian mở bên trong nhà để không khí được lưu
chuyển thuận lợi, tránh trường hợp chia tách không gian
thành quá nhiều những hộp kín chắn lối đón gió và thoát
gió. Thứ ba, cửa nên có cấu tạo nhiều lớp, trong đó, lớp
song chấn vừa có thể cho phép gió ra vào, vừa đảm bảo vấn
đề an ninh, lớp kính hoặc gỗ đặc để đóng kín nhà trong các
trường hợp cần thiết, tránh hiện tượng đa phần chỉ làm các
cánh cửa đặc dẫn đến mất đi cơ hội hình thành thông gió
trong nhà phố như hiện nay.
6. Kết luận
Kiến trúc thích ứng khí hậu là một xu thế tất yếu trong
bối cảnh biến đổi khí hậu như hiện nay. Sử dụng cấu tạo
mái và tường nhiều lớp để giảm ảnh hưởng của BXMT,
thiết kế không gian mở để nâng cao hiệu quả thông gió, là
những biện pháp thiết kế thụ động quan trọng và cơ bản
nhất để nâng cao khả năng thích ứng của loại hình nhà phố
trong điều kiện khí hậu mùa hạ khắc nghiệt tại TP. Đà
Nẵng. Ngoài ra, cũng cần nâng cao nhận thức về kiến trúc
thích ứng khí hậu, giảm thiểu sử dụng năng lượng để góp
phần thực hiện mục tiêu phát triển bền vững.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Rizwan A. M., Dennis Y.C.L., Liu C., “A review on the generation,
determination and mitigation of Urban Heat Island”, Journal of Environmental Sciences, 20, 2008, pp. 120–128.
[2] Phạm Đức Nguyên, Kiến trúc sinh khí hậu, NXB Xây dựng, 2008.
[3] Tổng Cục Thống kê, Diện tích sàn xây dựng nhà ở hoàn thành trong
năm phân theo loại nhà, www.gso.gov.vn
[4] Bộ Xây dựng, QCVN 02: 2009/BXD, Quy chuẩn kỹ thuật quốc gia:
Số liệu điều kiện tự nhiên dùng trong xây dựng, Hà Nội, 2009.
[5] Hồ Hồng Quyên, “Nghiên cứu các giải pháp thiết kế kiến trúc tiết
kiệm năng lượng cho nhà ống tại thành phố Đà Nẵng”, Tạp chí Khoa
học và Công nghệ Đại học Đà Nẵng, 11(84), 2014, trang 48–54.
[6] Quang Minh Nguyen, “Shop-Houses Facing West or Southwest
in Hanoi - Reconceptualised in View of Indoor Thermal Comfort
and Energy Efficiency”, Procedia Engineering, 142, 2016, pp. 268–275.
[7] Nguyễn Anh Tuấn & Lê Thị Kim Dung, “Cải thiện thông gió tự
nhiên trong nhà ở bằng sân trong”, Tạp chí Khoa học và Công nghệ
Đại học Đà Nẵng, 3(76), 2014, trang 68–71.
[8] Phạm Ngọc Đăng & Phạm Hải Hà, Nhiệt và khí hậu kiến trúc, NXB
Xây dựng, Hà Nội, 2011.
[9] Ngô Thám, Kiến trúc Năng lượng & Môi trường, NXB Xây dựng,
Hà Nội, 2012.
(BBT nhận bài: 28/12/2017, hoàn tất thủ tục phản biện: 15/01/2018)
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 115
LỰA CHỌN THIẾT BỊ ĐỂ HỖ TRỢ ỔN ĐỊNH HỆ THỐNG ĐIỆN KHI
ĐẤU NỐI NHÀ MÁY ĐIỆN MẶT TRỜI CÔNG SUẤT LỚN
SELECTION OF DEVICES TO SUPPORT POWER SYSTEM STABILITY WHEN
CONNECTED WITH LARGE-SCALE PHOTOVOLTAIC POWER PLANTS
Đinh Thành Việt1, Lê Cao Quyền2, Trần Viết Thành2 1Đại học Đà Nẵng; [email protected],
2Công ty Cổ phần Tư vấn xây dựng Điện 4; [email protected], [email protected]
Tóm tắt - Bài báo nghiên cứu các tác động của nhà máy điện (NMĐ) mặt trời có công suất lớn tại khu vực tỉnh Đắk Lắk (quy hoạch năm 2025). Thực hiện mô hình hóa các thiết bị điện, BESS, STATCOM, mô hình toán học của pin mặt trời, cấu trúc lưới điện trên phần mềm PSS/E phù hợp với quy hoạch điện năm 2025. Thực hiện giả định các kịch bản nguy hiểm bằng cách thay đổi cường độ bức xạ mặt trời, mô phỏng các sự cố ngắn mạch 3 pha trên đường dây truyền tải có đấu nối với nhà máy điện mặt trời. Các kết quả nghiên cứu tập trung vào sự dao động của tần số và điện áp theo các kịch bản nguy hiểm. Để nâng cao hơn sự ổn định của hệ thống điện, bài báo đề xuất ứng dụng các thiết bị STATCOM, BESS lắp đặt tại thanh cái 220 kV nhà máy điện mặt trời, đồng thời so sánh và lựa chọn thiết bị BESS để hỗ trợ ổn định hệ thống điện khi nhà máy điện mặt trời công suất lớn đấu nối vào hệ thống.
Abstract - This paper investigates the impacts of a large-scale photovoltaic power plant in Dak Lak province (planning for 2025). The model of electrical devices, BESS, STATCOM, mathematical models of photovoltaic grid structure have been implemented based on PSS/E software with the power planning for 2025. The risk scenarios by changing intensity of the solar radiation, simulating the three-phase short-circuit on the transmission lines connected to the solar power plant have been presented. The research results focus on frequency and voltage oscillation in dangerous scenarios. To enhance stability of the power system, the paper suggests installing STATCOM, BESS devices at the 220 kV busbar of the solar power plant, to compare their advantages, and to select the BESS device in supporting stability of the power system when a large-scale power plant is connected to the system.
Từ khóa - điện mặt trời; BESS; MPPT; cường độ bức xạ mặt trời; STATCOM; hệ thống điện.
Key words - photovoltaic cell; BESS; MPPT; solar intensity; STATCOM; power system.
1. Đặt vấn đề
Nghiên cứu kết nối điện mặt trời với hệ thống điện hiện
hữu đang là vấn đề quan tâm của nhiều quốc gia trên thế
giới, trong đó có Việt Nam. Hiện tại, trên thế giới đã có
nhiều công trình nghiên cứu về tác động của các nhà máy
điện mặt trời công suất lớn đối với lưới điện, chẳng hạn
như [1], [2]. Tại Việt Nam hiện nay vẫn chưa có các nhà
máy điện mặt trời có công suất và quy mô lớn, nên mới chỉ
có các công trình nghiên cứu những ảnh hưởng đến lưới
điện liên quan đến điện mặt trời công suất nhỏ, lắp mái, tác
động đến các lưới điện phân phối. Khi tỷ trọng điện mặt
trời tăng dần, cần có các nghiên cứu sâu hơn về sự ảnh
hưởng của điện mặt trời công suất lớn đối với lưới điện
Việt Nam. Trong bối cảnh đó, bài báo tiến hành nghiên cứu
các tác động của nhà máy điện mặt trời có công suất lớn
khu vực tỉnh Đắk Lắk (quy hoạch đến năm 2025).
Theo Tổng sơ đồ điện VII (TSĐ VII) hiệu chỉnh, tính
đến năm 2025 cơ cấu nguồn điện sử dụng năng lượng tái
tạo rất lớn, chiếm đến 12,5%, trong đó điện mặt trời chiếm
tỷ trọng cao nhất [3]. Chỉ riêng đối với tỉnh Đắk Lắk, quy
hoạch nguồn điện mặt trời khu vực huyện Ea Súp của tỉnh
lên đến gần 1.400 MW tính đến năm 2025. Công suất điện
mặt trời lớn ảnh hưởng đến chất lượng điện năng của khu
vực đấu nối, nhất là khi bị gián đoạn bởi bức xạ mặt trời.
Ngoài ra, sự cố ngắn mạch trên lưới điện có đấu nối với
nguồn điện mặt trời công suất lớn cũng gây ra những ảnh
hưởng tương tự đến tần số, ổn định hệ thống điện phải quan
tâm. Để giải quyết vấn đề này, hiện tại có rất nhiều thiết bị
hỗ trợ, tuy nhiên theo [4] thì thiết bị bù STATCOM phù
hợp với ổn định hệ thống điện Việt Nam, ngoài ra, với đặc
tính của thiết bị BESS có khả năng nạp và xả năng lượng
khi cần thiết nên rất phù hợp để hỗ trợ hệ thống khi có tích
nguồn năng lượng tái tạo. Do đó, bài báo đề xuất sử dụng
thiết bị BESS (Battery Energy Storage System - Hệ thống
Pin tích năng) so sánh với việc sử dụng STATCOM thông
qua đánh giá ưu điểm của từng loại thiết bị đối với các tác
động phục hồi tần số cũng như ổn định hệ thống. Phần mềm
PSS/E-33 được sử dụng trong quá trình mô phỏng, phân
tích giải quyết vấn đề này.
2. Mô hình hóa thiết bị
2.1. Pin mặt trời
Pin mặt trời (viết tắt là PV cell) có đặc tính V-I đặc biệt,
chịu ảnh hưởng khi thay đổi trở kháng tải, cường độ bức xạ
và nhiệt độ. Các PV cell có công suất cực đại khi nó vận
hành tại điểm nối giữa đặc tính nguồn dòng và nguồn áp.
Thuật toán chọn điểm làm việc cực đại (Maximum Power
Point Tracking – MPPT) đảm bảo PV cell có thể vận hành
ở điểm có công suất cực đại.
Hình 1. Mô hình thiết bị PV
PV cell là mô hình nguồn dòng, Iph phát ra dòng điện
do hiệu ứng quang điện và dòng điện bão hòa ngược. I0 là
dòng qua điốt. Trong mô hình còn có Rs là điện trở nối tiếp
chính, điện trở của cell, điện trở dây dẫn, điện trở bề mặt;
Rsh là điện trở song song tạo ra hiện tượng dòng rò theo rìa
116 Đinh Thành Việt, Lê Cao Quyền, Trần Viết Thành
của PV cell và dòng rò dọc theo vết nứt nhỏ và các hạt. Mối
quan hệ vật lý giữa dòng điện và điện áp được thể hiện theo
công thức bên dưới [5]:
𝐼 = 𝐼𝑝ℎ − 𝐼0 (𝑒𝑞(𝑉+𝑅𝑠𝐼)
𝑛𝐾𝑇 − 1) −𝑉 + 𝑅𝑠𝐼
𝑅𝑠ℎ
(1)
Trong đó: I là dòng điện ra của cell;
V là điện áp của cell;
Iph là dòng điện phát ra từ hiện tượng quang điện;
I0 là dòng điện bão hòa của điốt;
q là điện tích của electron;
k là hằng số Boltzman;
T là nhiệt độ môi trường, n là hệ số lý tưởng.
2.2. Thuật toán chọn điểm làm việc cực đại (MPPT)
Mục tiêu của việc dùng MPPT trong nhà máy PV là để
tối đa hóa công suất đầu ra của pin PV và nâng cao hiệu
suất làm việc của việc biến đổi năng lượng. Các công nghệ
MPPT được giới thiệu trong tài liệu [6] và cả 2 thuật toán
xác định điểm làm việc có công suất lớn nhất Incremental
Conductance (INC – thuật toán điện dẫn gia tăng) và
Perturbation & Observation (P&O – thuật toán nhiễu loạn
và quan sát) cũng đã được mô hình hóa. Tuy nhiên, theo
[7] mô hình INC được dùng để mô phỏng động vì đây là
phương pháp khắc phục những nhược điểm của phương
pháp P&O như sẽ cho kết quả tốt nhất khi thời tiết thay đổi
nhanh. Vì vậy, bài báo sử dụng thuật toán INC để mô
phỏng. Nguyên lý làm việc của thuật toán là so sánh giá trị
điện dẫn tức thời (I/V) với giá trị điện dẫn gia tăng INC
(dI/dV). Tại điểm công suất cực đại INC (dI/dV) bằng với
điện dẫn tức thời (I/V), nghĩa là độ dốc của đường cong
công suất bằng 0. Khi điện dẫn gia tăng bé hơn hoặc lớn
hơn điện dẫn tức thời thì điện áp đầu ra của PV hoặc tăng
lên hoặc giảm xuống (Hình 2).
Hình 2. Cấu trúc mô hình PV nối lưới có MPPT
2.3. Mô hình Battery Energy Storage System – BESS
Trong vài trường hợp do cường độ bức xạ thay đổi,
ngắn mạch trên lưới PV, … dẫn đến dao động công suất
ảnh hưởng đến tần số gây mất cân bằng hệ thống buộc phải
sa thải các phụ tải liên quan, gây ra sự mất ổn định hệ thống
điện. Thiết bị BESS có thể dùng để nâng cao ổn định hệ
thống khi cần thiết, vì nó có thể hấp thụ công suất từ lưới
hoặc đẩy công suất lên hệ thống trong trường hợp khẩn cấp.
Nếu công suất thiết bị BESS là đủ để hấp thụ hoặc đẩy toàn
bộ công suất cần thiết của hệ thống trong trường hợp khẩn
cấp thì sẽ giúp giảm thiểu sự mất ổn định về tần số.
Hình 3. Mô hình thiết bị BESS
2.3.1. Mô hình trào lưu công suất thiết bị BESS
BESS sử dụng trong PSS/E có tên gọi là CBEST. Nó
được mô hình hóa như một máy phát thông thường với trở
kháng nguồn lớn. Do trở kháng nguồn lớn nên sự tham gia
của nó không ảnh hưởng đến việc phân tích trào lưu công
suất ở chế độ xác lập.
2.3.2. Mô hình động thiết bị BESS
Mô hình động CBEST đại diện vài đặc tính động của thiết
bị BESS. Nó mô phỏng giới hạn của trào lưu công suất pin
(Pmax và –Pmax) và giới hạn dòng điện AC của bộ chuyển đổi
converter (IACmax và -IACmax). Nó cũng tính tổng năng lượng ra
(Eout) của pin bằng cách nhân công suất ra (Pout) với thời gian,
có xét đến hiệu suất của việc lưu trữ và tổn thất năng lượng.
Công suất ra dương thể hiện pin đang xả, khi công suất ra âm
thể hiện pin đang sạc. Mô hình này thể hiện công suất định
mức đủ lớn đáp ứng tất cả các yêu cầu về năng lượng trong
quá trình mô phỏng, vì vậy nó có thể sạc và xả vào bất kỳ thời
gian nào, không xác định và ở bất kỳ mức nào.
Hình 4. Mô hình thiết bị điều khiển BESS
2.4. Mô hình thiết bị STATCOM
Nguyên lý tạo công suất bù bằng bộ nghịch lưu điện áp
được thể trên Hình 5. X là điện của máy biến áp. Bộ nghịch
lưu áp sẽ được điều khiển để tạo điện áp 3 pha cùng tần số
của điện áp hệ thống. Mỗi áp pha tạo nên bởi bộ nghịch lưu
áp sẽ cùng pha với điện áp hệ thống và điện áp tạo thành
đó mắc liên kết vào hệ thống lưới điện nhờ máy biến áp
liên kết, điện kháng X thường có giá trị nhỏ.
Hình 5. Mô hình STATCOM và sơ đồ tương đương
Mô hình hàm truyền điều khiển STATCOM được thể
hiện bên dưới:
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 117
Hình 6. Sơ đồ khối hàm truyền của STATCOM
Trong sơ đồ hàm truyền ở Hình 6, các thông số gồm:
V: điện áp tại thanh cái cần điều khiển;
VT: điện áp tại STATCOM (tại bộ nghịch lưu);
Limit Max = |VT| + XTICMAX: giới hạn trên cực đại;
Limit Min = |VT| - XTILMAX: giới hạn dưới cực tiểu.
3. Khảo sát vấn đề và các giải pháp nâng cao ổn định
Bài báo mô hình hóa hệ thống lưới điện 500 kV,
220 kV Việt Nam năm 2025 bằng chương trình PSS/E –
Version 33 [8]. Các thông số liên quan lưới điện được mô
hình hóa và xây dựng phù hợp với quy hoạch phát triển
điện lực tỉnh Đắk Lắk và TSĐ VII hiệu chỉnh đến năm
2025. Trong đó, Nhà máy điện mặt trời Buôn Đôn (Solar
Buôn Đôn) 1.000 MW (Cos = 0,95) sẽ đấu nối với trạm
biến áp 220 kV Krông Buk (Hình 7-8) qua đường dây mạch
kép 220 kV dài khoảng 20 km. Mô phỏng các vấn đề nghiêm
trọng có thể ảnh hưởng đến ổn định hệ thống như sau:
+ Vấn đề 1: Mây che ảnh hưởng đến cường độ bức xạ.
+ Vấn đề 2: Sự cố ngắn mạch trên đường dây 220 kV
Krông Buk - Chư Sê với thời gian tồn tại sự cố 0,2 s.
Hình 7. Sơ đồ đấu nối với các vị trí sự cố và giải pháp
Hình 8. Trào lưu công suất hệ thống điện khu vực
Tương ứng với các kịch bản nghiên cứu, bài báo đưa
các thiết bị STATCOM hoặc BESS vào vận hành để xem
xét tính đáp ứng của hai loại thiết bị này đối với mục tiêu
nâng cao ổn định hệ thống. Ổn định hệ thống điện ở đây
được xem xét và đánh giá trên các tiêu chí đáp ứng thời
gian trở về trạng thái xác lập của tần số và điện áp sau khi
loại trừ sự cố. Cấu hình lưới điện xem xét với 3 trường hợp:
• Không lắp thiết bị FACTS.
• Lắp STATCOM trên thanh cái 220 kV TBA 220 kV
Solar Buôn Đôn. Công suất STATCOM ±500 MVAr.
• Lắp BESS trên thanh cái 220 kV TBA 220 kV Solar
Buôn Đôn. Công suất 500 MW/±500 MVAr
Hình 9. Vận hành của Solar Buôn Đôn trong 1 ngày điển hình
3.1.1. Mây che ảnh hưởng đến cường độ bức xạ mặt trời
Một đám mây che phủ lớn (100% diện tích nhà máy) có
thể thay đổi độ rọi năng lượng mặt trời và làm thay đổi lớn
về công suất ra của nhà máy PV. Việc mất một lượng lớn
công suất PV trong một thời gian ngắn có thể tác động đáng
kể đến hệ thống, gây ra các dao động tần số và điện áp trên
lưới. Mặc dù không có ghi nhận từ dữ liệu quá khứ về hiện
tượng này, tuy nhiên bài báo cũng xem xét và tính toán đối
với các trường hợp này theo các hướng nghiêm trọng hay
tiêu cực nhất. Trong đó xem xét thời gian đám mây che phủ
duy trì trong thời gian đến 1 phút. Trong thời gian mây che,
lượng bức xạ mặt trời giảm mạnh từ 1.000 W/m2 xuống
0 W/m2 và phục hồi trở lại sau đó.
Hình 10. Cường độ bức xạ mặt trời thay đổi trong 1 phút do
tác động của mây che tương ứng với công suất phát của PV
Hình 10 thể hiện sự giảm bức xạ mặt trời từ 1.000 W/m2
xuống 0 W/m2 trong vòng 1 phút kéo theo công suất đầu ra
cũng bị thay đổi.
Hình 11 thể hiện sự dao động của tần số tại thanh cái
trạm 220 kV Krông Buk. Trường hợp cường độ bức xạ mặt
To Nha Trang
Buôn Tua Srah
228.8<3.3>
221.8<-5.9>
289.1- j3.4
43.0+ j20.643.0+ j22.8
Buôn Kuôp
222.3<-1.7>
140.0+ j34.6140.0+ j34.6
KrongBuk
230.1+ j57.7
223.4<4.3>
129.8- j44.9
-297.5- j35.9
229.0<4.1>
SrêPok 3
SrêPok 480.0+ j39.280.0+ j39.0
-142.4+ j13.5
-0.3
- j63.1
447.3+ j111.5
206.4- j30.5
-75.2
+ j9.9
Luyen nhôm
-299.8+ j22.4
40.0+ j12.240.0+ j12.2
32.0
+ j15.5
32.0
+ j15.5
230.5<4.6>
63.7
+ j25.2
SrêPok 4A
111.2+ j27.9
Krông Ana
244.1- j2.1
221.4<-0.6>
To ÐakNông
998.0+j230.6
Solar Buôn Ðôn
998.0+ j230.61
To C
hu S
e
23:00:0018:24:0013:48:0009:12:0004:36:0000:00:00 [s]
1.00
0.80
0.60
0.40
0.20
0.00
1.00
0.80
0.60
0.40
0.20
0.0023:00:0018:24:0013:48:0009:12:0004:36:0000:00:00 [s]
1.00
0.80
0.60
0.40
0.20
0.00
1.00
0.80
0.60
0.40
0.20
0.00
23:00:0018:24:0013:48:0009:12:0004:36:0000:00:00
1200.00
900.00
600.00
300.00
0.00
-300.00
Solar BuonDuon: Total Active Power in MW
Solar BuonDuon: Total Reactive Power in Mvar
11:00:00230.622 Mvar
11:00:001000.000 MW
DIg
SIL
EN
T
0 10 20 30 40 50 60 70-200
0
200
400
600
800
1000
1200
Time (sec)
Irra
dia
nce
(W
/m2
) a
nd
PV
ou
tpu
t
IRRADIANCE
PV-MW
PV-MVAr
2
1
DC
Đi Nha Trang
Đi Srê Pok
Solar Buôn Đôn
220kV 110kV
TBA 220kV Krông
Buk
BESS System
STATCOM
Đi Krong Ana Đi Chư Sê
118 Đinh Thành Việt, Lê Cao Quyền, Trần Viết Thành
trời thay đổi, tần số hệ thống xảy ra dao động, nhận thấy
ứng dụng thiết bị BESS đã giảm sự dao động với 2 trường
hợp không ứng dụng thiết bị FACTS và ứng dụng thiết bị
STATCOM.
Hình 11. Dao động tần số tại thanh cái 220 kV Krông Buk
Hình 12. Dao động điện áp tại thanh cái 220 kV Krông Buk
Hình 13. Dao động điện áp tại thanh cái 220 kV
trạm Solar Buôn Đôn
Hình 12 – 13 thể hiện sự dao động điện áp tại thanh cái
220 kV trạm 220 kV Krông Buk và Nhà máy Solar Buôn
Đôn. Trường hợp ứng dụng thiết bị STATCOM và BESS
chất lượng điện áp được cải thiện và ổn định hơn so với
không có thiết bị FACTS.
Hình 14. Đáp ứng công suất phản kháng của STATCOM
và vận hành của BESS (xả)
Với các kết quả mô phỏng trên, có thể nhận thấy rằng,
trường hợp cường độ bức xạ mặt trời thay đổi đột ngột đã
gây ra sự gián đoạn về phát công suất của nhà máy điện mặt
trời. Hình 11 – 14 là các so sánh của 3 trường hợp có và
không có lắp đặt thiết bị hỗ trợ. Kết quả mô phỏng cho thấy,
trong quá trình dao động, thiết bị BESS ổn định tần số rất
tốt, độ lệch tần số thấp. Trong khi đó, STATCOM không
tham gia vào việc ổn định tần số này. Điều này có nghĩa rằng,
khi hệ thống bị mất công suất tác dụng thì thiết bị BESS đã
tham gia hỗ trợ bù đắp một phần lượng công suất này. Trong
khi đó, STATCOM chỉ với chức năng phát/thu công suất
phản kháng sẽ không tham gia hỗ trợ công suất tác dụng. Đối
với ổn định điện áp, tại thời điểm bức xạ giảm về 0,
STATCOM giữ điện áp khá tốt. Tuy nhiên giai đoạn trở về
xác lập, BESS điều khiển biên độ điện áp trở về xác lập với
đáp ứng thời gian nhanh hơn so với STATCOM.
3.1.2. Sự cố ngắn mạch
Xem xét trường hợp cắt loại trừ sự cố 3 pha trên 1 mạch
đường dây 220 kV Krông Buk - Chư Sê với thời gian tồn
tại sự cố 0,2 s. Điểm sự cố nằm gần TBA 220 kV Krông
Buk. Trường hợp này bức xạ mặt trời đang tính toán ở mức
1.000 W/m2.
Hình 15. Đáp ứng công suất phát của Solar Buôn Đôn
Hình 15 thể hiện công suất phát của nhà máy điện mặt
trời khi xảy ra sự cố trên hệ thống điện. Trong thời gian sự
cố, công suất của nhà máy có sự dao động và giảm thấp,
tuy nhiên, sau khi loại trừ sự cố thì công suất tác dụng của
nhà máy phục hồi ngay lập tức nhưng công suất phản kháng
phát vẫn dao động kéo dài khoảng 2 s.
Hình 16. Dao động điện áp tại thanh cái 220 kV Krông Buk
Các tính toán cho thấy, khi sự cố công suất phát của
Nhà máy Solar Buôn Đôn giảm xuống thấp, sẽ được phục
hồi khi sự cố được loại trừ. Hình 15 thể hiện đáp ứng công
suất của nhà máy. Hình 16 thể hiện dao động điện áp tại
thanh cái 220 kV Krông Buk. Trong thời gian sự cố, công
suất phát của nhà máy có sự dao động, sau khi sự cố được
loại trừ thì công suất nhà máy trở về ổn định. Sự phục hồi
công suất của Nhà máy Solar Buôn Đôn không giống như
các nhà máy điện quay và nó phục hồi nhanh hơn. Với lưới
điện có tham gia của STATCOM hoặc BESS, sự dao động
của hệ thống được cải thiện nhiều hơn. Theo kết quả mô
phỏng, BESS kiểm soát ổn định tốt hơn so với STATCOM
xét trên tiêu chí đáp ứng tần số của hệ thống (Hình 17) và
dao động góc rotor của các tổ máy phát gần khu vực nhà
máy (Hình 19), do ngoài hỗ trợ về công suất phản kháng
(Hình 18) thì BESS còn hỗ trợ công suất tác dụng. Đổi lại,
về điện áp, thiết bị STATCOM linh hoạt hơn và ổn định tốt
hơn thiết bị BESS trong thời gian sự cố (Hình 16), ưu điểm
này là do STATCOM đáp ứng thời gian cung cấp đến giá
trị công suất cực đại rất nhanh. Giai đoạn sau sự cố BESS
và STATCOM có thể đánh giá là như nhau.
0 10 20 30 40 50 60 70-0.3
-0.25
-0.2
-0.15
-0.1
-0.05
0
0.05
0.1
Time (sec)
Freq
uenc
y (H
z)
Without-FACTS
STATCOM
BESS
0 10 20 30 40 50 60 70222.5
223
223.5
224
224.5
225
225.5
226
226.5
227
Time (sec)
Vol
tage
(kV
)
Without-FACTS
STATCOM
BESS
0 10 20 30 40 50 60 70235
236
237
238
239
240
241
Time (sec)
Vol
tage
(kV
)
Without-FACTS
STATCOM
BESS
0 10 20 30 40 50 60 70-150
-100
-50
0
50
100
150
200
Time (sec)
STA
TCO
M a
nd B
ES
S O
utpu
t
STATCOM-Qout (MVAr)
BESS-Discharge (MW)
BESS-Qout (MVAr)
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10-200
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
Time (sec)
PV O
utpu
t
PV-MW
PV-MVAr
1 1.5 2 2.5 3120
140
160
180
200
220
240
260
Time (sec)
Volta
ge o
f 220
kV K
rong
Buk
S/S(
kV)
Without-FACTS
STATCOM
BESS
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 119
Hình 17. Dao động tần số tại thanh cái 220 kV Krông Buk
Hình 18. Đáp ứng công suất phản kháng của STATCOM
và vận hành của BESS (nạp)
Hình 19. Dao động góc rotor máy phát Buôn Kuốp-H1
4. Kết luận
Bài báo thực hiện xây dựng các mô hình thiết bị PV,
STATCOM, BESS trên phần mềm PSS/E–33 với khảo sát
phân tích ổn định hệ thống qua các trường hợp sự cố
nghiêm trọng trong quá trình vận hành. Các kết quả phân
tích thấy rằng, Nhà máy Solar Buôn Đôn tạo ra các ảnh
hưởng về điện áp cũng như tần số đến hệ thống, tuy nhiên
sự dao động này vẫn nằm trong phạm vi cho phép của
Thông tư 25/2016/TT – BCT [9]. Nhưng với mục tiêu nâng
cao chất lượng điện năng, tăng độ ổn định của hệ thống
điện, bài báo xem xét 2 giải pháp tích hợp vào hệ thống PV
là sử dụng thiết bị STATCOM hoặc BESS.
Để nâng cao ổn định về tần số và điện áp khi tích hợp
nguồn điện mặt trời công suất lớn thì thiết bị BESS có ưu
điểm hơn so với STATCOM. Vì vậy, bài báo kiến nghị ứng
dụng thiết bị BESS cho việc hỗ trợ ổn định tần số và điện áp
cho hệ thống điện có kết nối NMĐ mặt trời công suất lớn.
Do đặc tính của thiết bị BESS là có khả năng nạp và xả
năng lượng khi cần thiết, vì vậy BESS rất phù hợp với việc
hỗ trợ nhà máy điện mặt trời công suất lớn cũng như hệ
thống. Ngoài sự ổn định, BESS có thể hỗ trợ về chạy phủ
đỉnh (san bằng đồ thị phụ tải) – giảm tổn thất truyền tải,
tăng khả năng phát công suất (cung cấp dự phòng quay).
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Rakibuzzaman Shah, Nadarajah Mithulananthan, Arthit – Sode -
Yome and Kwang. Y. Lee, Impact of Large-Scale PV Penetration
on PowerSystem Oscillatory Stability, Power and Energy Society General Meeting, 2010 IEEE.
[2] Daniel Noel, Felipe Sozinho, Dwight Wilson, Kenan Hatipoglu,
Analysis of Large Scale Photovoltaic Power System Integration into
the Existing Utility Grid Using PSAT, SoutheastCon, 2016 IEEE.
[3] Quyết định số 428/QĐ-TTg của Thủ tướng Chính phủ về việc Phê
duyệt điều chỉnh Quy hoạch phát triển điện lực quốc gia giai đoạn
2011 - 2020 có xét đến năm 2030.
[4] Nguyễn Hồng Anh, Lê Cao Quyền, “Lựa chọn thiết bị bù công suất
phản kháng tối ưu cho lưới điện 500kV Việt Nam”, Tạp chí Khoa học và Công nghệ Đại học Đà Nẵng, Số 3(26), 2008.
[5] JAGow, C. D. Manning, “Development of a photovoltaic array
model for use in power-electronics simulation studies”, IEE Proc.
Electr. Power Appl., Vol. 146, No, 2. March 1999
[6] Trishan Esram, Patrick L. Chapman, Comparison of Photovoltaic
Array Maximum Power Point Tracking Techniques, IEEE
Transactions on Energy Conversion, Vol. 22, No. 2, June 2007.
[7] Tae-Yeop Kim, Ho-Gyun Ahn, Seung-Kyu Park, Youn-Kyu Lee, A Novel Maximum Power Point Tracking Control For Photovoltaic
Power Systems Under Rapidly Changing Solar Radiation, IEEE
International Symposium on Industrial Electronics Proceedings, Vol. 2, 2001, pp. 1011-1014.
[8] PSS/E documentation, version 33.0.0
[9] Quyết định số 25/2016/TT – BCT ngày 30/11/2016, Thông tư quy
định hệ thống truyền tải điện.
(BBT nhận bài: 13/09/2017, hoàn tất thủ tục phản biện: 25/10/2017)
1 1.5 2 2.5 3-0.1
-0.05
0
0.05
0.1
0.15
0.2
0.25
Time (sec)
Freq
uenc
y (Hz
)
Without-FACTS
STATCOM
BESS
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10-400
-200
0
200
400
600
Time (sec)
STAT
CO
M a
nd B
ESS
Out
put
STATCOM-Qout(MVAr)
BESS-Charging(MW)
BESS-Qout(MVAr)
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 105
10
15
20
25
Time (sec)
Rel
ativ
e An
gle
of B
uonK
uop-
H1(
Deg
ree)
Without-FACTS
STATCOM
BESS
120 Nguyễn Hữu Vinh, Hoàng Văn Khải, Nguyễn Hùng, Lê Kim Hùng
CẢI THIỆN CHẤT LƯỢNG ĐIỆN ÁP TRONG LƯỚI ĐIỆN PHÂN PHỐI 22KV CÓ
PHỤ TẢI PHI TUYẾN DÙNG D-STATCOM VÀ BỘ LỌC SÓNG HÀI
VOLTAGE QUALITY IMPROVEMENT IN 22KV DISTRIBUTION NETWORK
CONNECTED NONLINEAR LOAD USING D-STATCOM AND HARMONIC FILTERS
Nguyễn Hữu Vinh1, Hoàng Văn Khải2, Nguyễn Hùng3, Lê Kim Hùng4 1Tổng Công ty Điện lực Thành phố Hồ Chí Minh; [email protected]
2Trường Trung cấp Kinh tế - Kỹ thuật Đồng Nai; [email protected] 3Trường Đại học Công nghệ Thành phố Hồ Chí Minh; [email protected]
4Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng; [email protected]
Tóm tắt - Bài báo này đã đưa ra mô hình kết hợp bộ bù đồng bộ tĩnh (D-Statcom) dùng nghịch lưu nguồn áp (VSC) với bộ lọc sóng hài để cải thiện chất lượng điện áp của lưới điện phân phối có phụ tải phi tuyến. Bộ điều khiển PID được áp dụng trong mô hình D-Statcom để ổn định biên độ điện áp tại nút phụ tải khi công suất phụ tải thay đổi. Bộ lọc sóng hài được lắp đặt cùng ở nút tải để loại bỏ các thành phần sóng hài bậc cao nhằm giảm độ méo dạng sóng hài (THD) do phụ tải chỉnh lưu phi tuyến gây ra. Kết quả mô phỏng trong miền thời gian và miền tần số cho thấy hiệu quả của mô hình dùng D-Statcom và bộ lọc sóng hài đưa ra trong việc cải thiện chất lượng điện áp. Các hệ số THD đạt yêu cầu khi đối chiếu với các tiêu chuẩn quốc tế IEEE Std 519-2014 và Tiêu chuẩn Việt Nam (TCVN) về chất lượng điện áp trong vận hành hệ thống điện phân phối của Thông tư 39/2015/TT-BCT của Bộ Công thương.
Abstract - This paper proposes the combination of a static synchronous compensator (D-Statcom) based on a voltage source converter (VSC) and a harmonic filter for voltage quality improvement of power distribution network connected to nonlinear loading. The PID controller is applied to the proposed D-Statcom for stabilizing voltage amplitude at power load buses in the studied power system under changing power load. The harmonic filter is added to remove the harmonics and reduce a total hormonic distortion (THD) caused by nonlinear rectify load. Simulation results in a time domain and frequency domain are presented to show effectiveness of the proposed D-Statcom and the harmonic filter for improving voltage quality. THD coefficients satisfy the requirements when compared with IEEE Standard 519-2014 and Vietnam National Standards (TCVN) in Circular No. 39/2015/TT-BCT.
Từ khóa - bộ bù đồng bộ tĩnh lưới phân phối (D-Statcom); bộ nghịch lưu nguồn áp (VSC); chất lượng điện áp; bộ điều khiển vi tích phân tỉ lệ (PID); bộ lọc sóng hài; tổng độ méo dạng sóng hài (THD); phân tích phổ (FFT); Tiêu chuẩn quốc tế IEEE Std 519-2014; Tiêu chuẩn Việt Nam (TCVN).
Key words - distributionstatic synchronous compensator (D-Statcom); Voltage Source Converter (VSC); voltage quality; Proportional Integral Derivative (PID); harmonics filter; Total Harmonic Distorsion (THD); Fast Fourier Transform (FFT); IEEE Standard 519-2014; Vietnam National Standards (TCVN).
1. Giới thiệu
Xu hướng sử dụng ngày càng nhiều thiết bị phụ tải phi
tuyến trong công nghiệp và dân dụng như bộ chuyển đổi
điện tử công suất dùng trong truyền động điện, máy hàn hồ
quang, lò luyện kim hồ quang, thiết bị sạc điện ắc quy công
suất lớn, đèn điện tử, máy vi tính, tivi, lò vi sóng,… chính
là nguồn sản sinh ra nhiều sóng hài. Sự xuất hiện các thành
phần hài trong lưới điện sẽ là nguyên nhân dẫn đến hệ số
công suất thấp, làm tăng tổn hao nhiệt trong thiết bị điện.
Nó cũng là nguyên nhân làm rung động và tăng độ ồn trong
các động cơ điện, và khiến cho các thiết bị điện tử có độ
nhạy cao làm việc không chính xác hoặc hư hỏng, đặc biệt
là những thiết bị trong các ngành y tế, hàng không và thông
tin liên lạc. Sóng hài gây nên các nhiễu loạn trong hệ thống
điện có thể làm cho hệ thống bảo vệ rơ le tác động sai, điều
này ảnh hưởng trực tiếp đến sự vận hành ổn định và chất
lượng điện cung cấp [1, 2].
Do sự gia tăng của các phụ tải phi tuyến, cùng với yêu
cầu cao về chất lượng điện, độ tin cậy cao đã dẫn đến sự
thay đổi và nâng cao ý thức của các khách hàng sử dụng
điện và các công ty điện lực. Để đảm bảo chất lượng điện
năng khi có đấu nối các phụ tải, đặc biệt là phụ tải phi
tuyến, Bộ Công thương đã ban hành các quy định đấu nối
lưới điện vào năm 2010 và hiệu chỉnh vào năm 2015, đặc
biệt là quy định về tiêu chuẩn độ méo dạng sóng hài
(THD), chi tiết được nêu trong [3]. Những vấn đề chung
của chất lượng điện năng là dao động điện áp, sóng hài và
hệ số công suất [1-5].
Đã có nhiều công trình nghiên cứu về ổn định điện áp
hệ thống điện trong chế độ xác lập [6-12]. Trong [6], các
tác giả phân tích ổn định điện áp truyền tải 220 kV dựa trên
đường cong PV/QV và sử dụng thiết bị SVC để hỗ trợ nâng
cao điện áp. Tuy nhiên SVC được tính toán theo vài mức
tải riêng rẽ của hệ thống chứ không có khả năng đáp ứng
liên tục khi tải thay đổi. Trong [7], các tác giả chứng minh
Statcom hiệu quả hơn SVC trong việc nâng cao ổn định,
giảm dao động công suất cho hệ thống điện có nhiều máy
phát điện. Mô hình hóa mô phỏng trên Matlab/Simulink và
điều khiển Statcom đã được thực hiện trong [8, 9], kết quả
cho thấy Statcom hiệu quả trong việc điều khiển biên độ
điện áp trong xác lập, tuy nhiên mô hình nghiên cứu chỉ áp
dụng trong lưới điện hạ thế với bộ bù công suất nhỏ dùng
nghịch lưu cầu 6 bước với chuyển mạch IGBT. Trong [10-
12], các tác giả áp dụng Statcom dùng bộ PID tự điều chỉnh
để bù công suất kháng, nâng cao hệ số công suất, giảm tổn
thất và điều chỉnh biên độ điện áp lưới phân phối. Lựa chọn
tối ưu vị trí Statcom dùng để hỗ trợ công suất kháng trong
lưới điện có nguồn phân tán DG được trình bày trong [13].
Trong [14], Statcom với bộ điều khiển PID được dùng để
giảm dao động công suất và ổn định động máy phát điện
khi xảy ra ngắn mạch ba pha trên hệ thống điện xoay
chiều có tụ điện bù dọc. Giải pháp tích hợp Statcom vào
hệ thống điện gió nối lưới nhằm cải thiện đáp ứng quá độ,
nâng cao ổn định điện áp khi xảy ra ngắn mạch được trình
bày trong [15]. Tất cả các công trình nghiên cứu trên cho
thấy hiệu quả của D-Statcom để ổn định biên độ điện áp
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 121
trong xác lập và quá độ, tuy nhiên yêu cầu về độ méo dạng
điện áp thì D-Statcom chưa giải quyết được.
Bài báo này đưa ra mô hình kết hợp bộ bù đồng bộ tĩnh
(D-Statcom) dùng nghịch lưu đa bậc chuyển mạch GTO
điều chế PWM và bộ lọc sóng hài để cải thiện chất lượng
điện áp của lưới điện phân phối có phụ tải phi tuyến. Bộ bù
D-Statcom được dùng để ổn định biên độ điện áp khi phụ
tải thay đổi, còn bộ lọc sóng hài được dùng để loại bỏ các
sóng hài bậc cao do phụ tải phi tuyến sinh ra nhằm giảm
tổng độ méo dạng sóng hài (THD) của điện áp. Các kết quả
mô phỏng trong miền thời gian và miền tần số cho thấy
hiệu quả của mô hình đưa ra trong việc ổn định biên độ và
khử sóng hài điện áp. Các hệ số THD đạt yêu cầu khi đối
chiếu với các Tiêu chuẩn Việt Nam [3] và tiêu chuẩn quốc
tế IEEE Std 519-2014 [4].
2. Mô hình hóa D-Statcom và bộ lọc sóng hài
2.1. Nguyên lý làm việc của D-Statcom
Hình 1 trình bày cấu trúc cơ bản của D-Statcom, bao
gồm bộ biến đổi nguồn áp ba pha (VSC) dựa vào chuyển
mạch điện tử công suất chuyển nguồn điện áp DC sang AC
kết nối với phía thứ cấp của máy biến áp lên lưới phân phối.
Hình 1. Cấu trúc cơ bản
D-Statcom
Hình 2. Nguyên lý hoạt
động của D-Statcom
Nguyên lý hoạt động của D-Statcom được trình bày
trên Hình 2. Việc điều chỉnh công suất phản kháng được
thực hiện bằng việc điều khiển bộ VSC. VSC sử dụng các
linh kiện điện tử công suất để điều chế thành điện áp xoay
chiều ba pha V2 từ nguồn một chiều Vdc được tích trên các
tụ điện. Điện áp V2 được điều khiển cùng pha với điện áp
lưới V1 nhưng có biên độ lớn hơn hoặc nhỏ hơn sẽ dẫn đến
D-Statcom phát hay thu công suất kháng từ lưới để ổn định
biên độ điện áp.
2.2. Mô hình toán của D-Statcom
Với điện áp tạo ra từ D-Statcom theo 2 thành phần trục
d và trục q được tính theo công thức sau [8-9]:
vqsta = Vdcsta kmsta cos(pcc + ) (1)
vdsta = Vdcstakmsta sin(pcc + ) (2)
với kmsta là hệ số điều chế; sta là góc pha trong điều khiển
D-Statcom; pcc là góc pha tại PCC; Vdcsta là điện áp DC
của D-Statcom; Cm là giá trị tụ điện DC của D-Statcom.
Hình 3. Sơ đồ đơn tuyến D-Statcom nối lưới
Phương trình quan hệ giữa điện áp DC và dòng điện
trong D-Statcom được tính như sau:
(Cm)(dcsta) = b[Idcsta (Vdcsta/Rm)] (3)
với dòng điện một chiều được tính bằng công thức sau:
Idcsta = iqstakmcos(θpcc+ ) + idstakmsin(θpcc+ ) (4)
với iqsta và idsta là hai thành phần trục q và trục d của dòng
điện tại đầu cực ngõ ra của D-Statcom.
kmmax
kmmin
km
vbus
vbus_ref +
0km
+Ks
1+sTs
Hình 4. Sơ đồ khối điều khiển D-Statcom
Sơ đồ khối điều khiển D-Statcom để điều chỉnh điện áp
được trình bày trên Hình 4. Bằng cách thay đổi góc kích
sta cho D-Statcom ta có thể điều khiển điện áp DC
(Hình 4a). Trong khi đó, thay đổi hệ số điều chế kmsta thì
có thể điều khiển được điện áp xoay chiều vsta của
D-Statcom (Hình 4b).
2.3. Độ méo dạng áp và bộ lọc sóng hài
Thông số cơ bản dùng để phân tích sóng hài là tổng độ
méo dạng sóng hài (THD), được tính bằng trị hiệu dụng
của các sóng hài chia cho trị hiệu dụng tần số cơ bản, được
biểu diễn dưới dạng phần trăm như sau:
𝑇𝐻𝐷 =√∑ 𝑀ℎ
2ℎ𝑚𝑎𝑥ℎ>1
𝑀1. 100% (5)
trong đó, Mh là trị hiệu dụng sóng hài bậc h; M1 là trị hiệu
dụng sóng tần số cơ bản.
Vấn đề lớn của sóng hài là làm méo dạng sóng điện áp.
Ta có thể tính toán THD bằng cách phân tích phổ dòng điện
và điện áp để xác định từng thành phần sóng hài. Hình 5
trình bày 4 loại bộ lọc sóng hài được mô phỏng trên môi
trường Matlab/Simulink được dùng để giảm độ méo dạng
điện áp (THD) bằng cách lọc bỏ các sóng hài bậc cao. Hình
5a là bộ lọc tần số thấp đơn được thiết kế để lọc bỏ sóng
hài bậc thấp: bậc 5, bậc 7, bậc 11,… Bộ lọc thông dải có
thể được thiết kế cho bộ lọc tần số thấp kép như Hình 5b.
Bộ lọc tần số cao được sử dụng để lọc một dải rộng các tần
số cao như bậc 21, bậc 23,... như Hình 5c. Hình 5d trình
bày bộ lọc thông cao loại C với nhiều ưu điểm vượt trội so
với bộ lọc thông cao như tránh cộng hưởng song song,
được dùng để lọc sóng hài bậc 3.
(a) Lọc tần số
thấp đơn (b) Lọc tần số
thấp kép
(c) Lọc tần số
cao (d) Lọc tần số
cao loại C
Hình 5. Các loại bộ lọc sóng hài
ista
Rm
Rsta Xsta
Vdcsta Cm
sta stakm ,α
VPCC
a)
b)
122 Nguyễn Hữu Vinh, Hoàng Văn Khải, Nguyễn Hùng, Lê Kim Hùng
3. Mô phỏng bộ lọc sóng hài kết hợp với D-Statcom cải
thiện chất lượng điện áp lưới phân phối
3.1. Hệ thống điện nghiên cứu 1
Hình 6. Sơ đồ đơn tuyến hệ thống điện nghiên cứu 1
Hình 6 trình bày sơ đồ của hệ thống điện nghiên cứu 1 với
điện áp hệ thống là 22 kV, tần số 50 Hz. Các đường dây
B1-B2 dài 21 km, đường dây B2-B3 dài 2 km. Các phụ tải tiêu
thụ bao gồm Tải 4 công suất 3+j0,2 (MVA) nối tại nút B2 và
Tải 1 công suất 0,5+j0,1 (MVA), Tải 2 công suất 1+j0,3
(MVA), Tải 3 công suất 2+j0,5 (MVA) kết nối với nút B3
thông qua máy biến thế (MBT) 22 kV/400 V. Bộ D-Statcom
được lắp tại nút B3 thông qua máy cắt MC3 nhằm mục đích
ổn định biên độ điện áp cho các phụ tải được kết nối đến nút
này.
Hình 7. Sơ đồ mô phỏng hệ thống điện nghiên cứu 1
Hình 7 trình bày mô hình mô phỏng hệ thống điện có
D-Statcom ±3Mvar kết hợp với máy biến áp để nối lên lưới
phân phối 22 kV tại nút B3 nhằm ổn định biên độ điện áp
tại nút này trên Matlab/Simulink.
+ Trường hợp 1: Phụ tải nút B3 thay đổi tăng,
D-Statcom dùng để ổn định điện áp nút tải
(a) Công suất P, Q khi tải tăng
(b) Điện áp khi tải tăng
Hình 8. Các đặc tính P, Q và U tại nút B3 khi tải tăng
Khảo sát khi công suất phụ tải tại nút B3 tăng theo
từng cấp với thời gian mô phỏng 10s: Tải 3 được đóng cố
định, Tải 2 được đóng tại thời điểm 3s và Tải 1 được đóng
tại thời điểm 7s. Kết quả mô phỏng P, Q, U tại B3 được
trình bày trên Hình 8. Trường hợp không có D-Statcom,
điện áp tại nút B3 giảm dần đến mất ổn định khi đóng tải
tại các thời điểm 3s (0,92 pu) và 7s (0,905 pu) (đường số
1). Còn khi có D-Statcom thì điện áp được nâng lên cao
hơn 0,96pu (đường số 2) trong phạm vi ổn định ±10% khi
tải tăng.
+ Trường hợp 2: Có phụ tải phi tuyến tại nút B3, kết
hợp D-Statcom và bộ lọc sóng hài để cải thiện điện áp
Sơ đồ đơn tuyến hệ thống điện nghiên cứu 1 và sơ đồ
mô phỏng trong trường hợp có phụ tải phi tuyến 1MW dạng
chỉnh lưu được nối tại nút B3 được trình bày trên Hình 9
và Hình 10.
Hình 9. Sơ đồ hệ thống điện khi có phụ tải phi tuyến tại B3
Hình 10. Sơ đồ mô phỏng khi có phụ tải phi tuyến nối tại nút B3
Mô hình của bộ lọc sóng hài bậc cao được trình bày trên
Hình 11.
Hình 11. Mô hình bộ lọc sóng hài bậc cao
Mô hình bộ lọc sóng hài bao gồm các bộ lọc thông cao
loại C cho bậc 3 (F1) 700 Kvar, bậc 5 (F2) 1.000 Kvar, bậc
7 (F3) 700 Kvar, bậc 11 (F5) 400 Kvar, bậc 13 (F6)
300 Kvar, bậc 15 (F7) 250 Kvar, bậc 24 (F8) 200 Kvar và
bộ lọc thông cao cho bậc 9 (F4) 400 Kvar.
Kết quả khảo sát điện áp và dòng điện tại các nút B1;
B3 được trình bày trong Hình 12. Trong khoảng thời gian
trước thời điểm 0,3s khi chưa có bộ lọc sóng hài thì phụ tải
phi tuyến là nguồn phát ra sóng hài bậc cao. Trong khoảng
thời gian sau 0,3s, có sự hoạt động của bộ lọc sóng hài kết
hợp với D-Statcom thì biên độ điện áp và dòng điện tại các
nút B1, B3 được ổn định và các sóng hài bậc 3, 5, 7, 11…
(do phụ tải phi tuyến sinh ra) cũng được loại bỏ, góp phần
cải thiện chất lượng điện áp.
2
1
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 123
Hình 12. Dạng sóng điện áp và dòng điện tại nút B1 và B3
(a) Khi chưa có bộ lọc sóng hài
(b) Khi có bộ lọc sóng hài
Hình 13. Kết quả phân tích phổ dòng điện tại nút B3
Kết quả phân tích phổ và đo độ méo dạng sóng hài
dòng điện tại nút B3 được trình bày trong Hình 13. Tại
thời điểm 0,25s (khi chưa có bộ lọc sóng hài) có rất
nhiều thành phần hài và THD dòng điện là 7,04%; còn
tại thời điểm 0,5s (sau khi có bộ lọc sóng hài) thì các
thành phần hài được giảm đi rất nhiều và tổng độ méo
dạng chỉ còn 0,41%. Đối chiếu với tiêu chuẩn IEEE Std
519-2014 [4] cho thấy hệ số THD nằm trong giới hạn
cho phép (<5%) và thỏa mãn điều kiện chất lượng sóng
hài dòng điện trên lưới điện phân phối.
a) Khi chưa có bộ lọc sóng hài
(b) Khi có bộ lọc sóng hài
Hình 14. Kết quả phân tích phổ điện áp tại nút B3
Kết quả phân tích phổ và đo độ méo dạng sóng hài điện
áp tại nút B3 được trình bày lần lượt trong Hình 14. Với
kết quả phân tích này, tại thời điểm 0,25s thì THD điện áp
là 7,41% và xuất hiện rất nhiều thành phần hài bậc lẻ, còn
tại thời điểm 0,5s thì các thành phần hài giảm đi rất nhiều
nhờ bộ lọc và tổng độ méo dạng sóng hài điện áp là 0,47%.
So sánh với tiêu chuẩn IEEE Std 519-2014 [4] và TCVN
theo Thông tư 39 [3] (<6,5% đối với lưới trung và hạ áp)
thì khi có bộ lọc, hệ số THD đạt yêu cầu.
3.2. Hệ thống điện nghiên cứu 2: Hệ thống điện phân
phối KCN IV, quận Tân Bình, Thành phố Hồ Chí Minh
Hình 15 là sơ đồ tuyến KCN IV (quận Tân Bình, Thành
phố Hồ Chí Minh), nguồn điện áp từ trạm biến áp Tân Bình
1 – 110 KV/22 KV, 63 MVA, 50 Hz. Đường dây B2-B3
dài 0,12 km, nhánh rẽ B3-B5 dài 0,926 km kết nối Tải 1
công suất 1,7+j0,5 (MVA) qua máy biến áp 22 kV/380 V.
Đường dây B2-B4 dài 1,579 km, tại B4 kết nối D-Statcom
22 kV, ± 3MVAR. Sau B4 có 3 nhánh đường dây: B4-B6
dài 0,686 km kết nối Tải 2 qua máy biến áp 22kV/380V;
B4-B7 dài 0,633 km kết nối Tải 3 qua máy biến áp
22kV/380V, đường dây B4-B8 dài 0,35 km kết nối Tải 4
qua máy biến áp 22kV/380V. Dữ liệu tải được thu thập
thực tế từ kho dữ liệu đo đếm từ xa của Công ty Công nghệ
Thông tin, thuộc Tổng Công ty Điện lực Thành phố Hồ Chí
Minh. Việc lắp đặt D-Statcom tại vị trí nút B4 vì đường dây
22kV nằm ở gần trung tâm tải khu công nghiệp gồm các
nút tải B6 có công suất 0,9+j0,3 (MVA), B7 có công suất
1,3+j0,4 (MVA), B8 có công suất 1,1+j0,3 (MVA). Bộ lọc
sóng hài cũng được nối tại nút B4 để cùng D-Statcom ổn
định điện áp và khử sóng hài tại nút tải tập trung này.
Hinh 15. Sơ đồ đơn tuyến hệ thống điện phân phối khu
công nghiệp IV có kết hợp bộ lọc sóng hài với D-Statcom
a) Biên độ điện áp pha B
b) THD và các thành phần sóng hài bậc cao từ 2 đến 10 của áp pha B
Hình 16. Biên độ điện áp và các thành phần số hài bậc cao,
độ méo dạng tổng của áp pha A
124 Nguyễn Hữu Vinh, Hoàng Văn Khải, Nguyễn Hùng, Lê Kim Hùng
Kết quả ghi nhận biên độ điện áp và độ méo dạng sóng
hài (pha B lớn nhất) tại đầu nguồn thanh cái B2 trên máy
Fluke 435-II từ 17h30 đến 18h30 ngày 04/10/2017 cho kết
quả như trên Hình 16. Điện áp mấp mô do phụ tải thay đổi
khoảng 2% và THD 1,35% vẫn nằm trong giới hạn cho
phép [3, 4].
Xét trường hợp có xuất hiện phụ tải phi tuyến dạng
chỉnh lưu nối vào nút tải B4: Khi chưa có bộ lọc, phụ tải
phi tuyến sinh ra các sóng hài bậc cao làm tăng rất cao độ
méo dạng điện áp mặc dù biên độ được ổn định tốt bằng
D-Statcom. Quan sát kết quả phân tích phổ điện áp cho thấy
có nhiều thành phần sóng hài bậc cao, biên độ lớn làm độ
méo dạng toàn phần (THD) là 621,63% tại thời điểm 0,2s.
Độ méo dạng quá lớn, vượt giá trị cho phép theo tiêu chuẩn
IEEE và TCVN rất nhiều nên cần phải khử sóng hài để cải
thiện chất lượng điện áp cho phụ tải.
(a) Khi chưa có bộ lọc sóng hài
(b) Khi có bộ lọc
Hinh 17. Kết quả phân tích phổ điện áp nút B4
Sau khi lắp đặt bộ lọc thông dải thì các thành phần sóng
hài bậc cao bị loại bỏ, tổng độ méo dạng toàn phần (THD)
bây giờ là 3,31% tại thời điểm 0,2s nằm trong giới hạn quy
định yêu cầu trong vận hành hệ thống điện phân phối cho
phép 6,5% của TCVN. Chất lượng điện áp được đảm bảo
cả về biên độ và độ méo dạng, đáp ứng yêu cầu về chất
lượng điện áp.
4. Kết luận
Bài báo đưa ra mô hình kết hợp việc sử dụng bộ lọc thông
dải kết hợp với bộ bù đồng bộ tĩnh D-Statcom để ổn định biên
độ điện áp và lọc sóng hài bậc cao để cải thiện chất lượng điện
áp của lưới điện phân phối có phụ tải phi tuyến. Mô hình mô
phỏng trên Matlab/Simulink được thực hiện trên hai lưới điện
phân phối 22kV bao gồm hệ thống nghiên cứu 1 và lưới điện
phân phối KCN IV, quận Tân Bình, Thành phố Hồ Chí Minh
trong hai trường hợp có và không có bộ lọc sóng hài. Kết quả
phân tích phổ dòng điện và điện áp tại nút phụ tải cho thấy,
khi có bộ lọc thông dải đã góp phần giảm đáng kể các thành
phần hài bậc cao trong dòng điện và điện áp do phụ tải phi
tuyến sinh ra. Các giá trị THD giảm xuống rất nhiều và nằm
trong phạm vi cho phép theo Tiêu chuẩn Việt Nam [3] và tiêu
chuẩn IEEE Std 519-2014 [4] khi có lắp đặt bộ lọc sóng hài
đề xuất. Điều này cho thấy hiệu quả của việc sử dụng kết hợp
bộ bù D-Statcom với bộ lọc sóng hài vào việc cải thiện chất
lượng điện áp lưới phân phối trong chế độ xác lập khi phụ tải
thay đổi và có phụ tải phi tuyến.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Trần Đình Long, Tra cứu về chất lượng điện năng, Nhà xuất bản
Bách khoa Hà Nội, 2013.
[2] J. Arrillaga, N. R. Watson, Power System Harmonics, Wiley, 2004.
[3] Bộ Công thương, Thông tư số 39/2015/TT-BCT “Quy định hệ thống
điện phân phối”, Bộ Công thương, Hà Nội, ngày 18/11/2015.
[4] IEEE-SA Standards Board, “IEEE Standard 519-2014 Recommend
Practice and requirements for harmonic Control in Electric Power
Systems”, IEEE Power and Energy Society, 2014, pp. 1-17.
[5] Barry W. Kennedy, Power Quality Primer, McGraw Hill, 2005.
[6] Nguyễn Xuân Dũng, Đinh Thành Việt, “Sử dụng đường cong
PV/QV để đánh giá ổn định điện áp lưới điện 220kV khu vực miền
Trung”, Tạp chí Khoa học và Công nghệ Đại học Đà Nẵng, Số 1(62), 2013, trang 35-39.
[7] Nguyen Huu Vinh, Nguyen Hung, Le Kim Hung, “Using a Statcom
to Enhance Stability of a Grid Connected Wind Power System”, The
University of Da Nang, Journal of Science and Technology, Vol. 11
(96), 2015, pp. 215-219.
[8] D. Shen, and P. W. Lehn, “Modeling, analysis and control of a
current source inverter based Statcom”, IEEE Trans. on Power Delivery, Vol. 17. No. l, 2002, pp. 248-253.
[9] A. Jain, K. Joshi, A. Behal, and N. Mohan, “Voltage regulation with
Statcoms: Modeling, control and results”, IEEE Trans. Power
Delivery, Vol. 21, No. 2, 2006, pp. 726-735.
[10] N. Goel, R.N. Patel, S.T Chacko, “Genetically Tuned Statcom for
Voltage Control and Reactive Power Compensation”, International Journal of Computer Theory and Engineering, Vol. 2, No. 3, June
2010, pp. 345-351.
[11] A.R.Gupta, A. Kumar, “Impact of DG and D-Statcom placement on
improving the reactive loading capability of mesh distribution
system”, Procedia Technology, Vol. 25, 2016, pp. 676-683.
[12] A. Kanchana, M. A. Kumar, R. Goud, “A comparative Study of
Control Algorithms for D-Statcom for Power Quality Enhencement”, International Journal of Emerging Trend in
Engineering and Development, Vol. 4, Issue 2, May 2012, pp. 380-
388.
[13] A.R.Gupta, A. Kumar, “Energy saving using D-Statcom placement
in radial distribution system under reconfigured network”, Procedia Technology, Vol. 90, 2016, pp. 124-136.
[14] K. V. Patil, J. Senthil, J. Jiang, and R. M. Mathur, “Application of
Statcom for damping torsinal oscillations in series compensated AC
system”, IEEE Trans. Energy Conversion, Vol. 13, No. 3, 1998, pp.
237-243.
[15] H. Chong, A. Q. Huang, M. E. Baran, S. Bhattacharya, W.
Litzenberger, L. Anderson, A. L. Johnson, and A. A. Edris, “Statcom impact study on the integration of a large wind farm into a weak loop
power system”, IEEE Trans. Energy Conversion, Vol. 23, No. 1,
2008, pp. 226-233.
(BBT nhận bài: 21/08/2017, hoàn tất thủ tục phản biện: 18/12/2017)
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 125
ĐIỀU KIỆN ĐỦ CHO TÍNH BỊ CHẶN CỦA NGHIỆM CỦA
HỆ PHƯƠNG TRÌNH VI PHÂN PHI TUYẾN CẤP MỘT
SOME NEW SUFFICIENT CONDITIONS FOR ULTIMATE BOUNDEDNESS
OF NONLINEAR DIFFERENTIAL SYSTEMS
Lê Trung Hiếu, Trần Ngọc Hiệp
Trường Đại học Đồng Tháp; [email protected], [email protected]
Tóm tắt - Gần đây, bài toán về tính bị chặn và ổn định của nghiệm của các hệ phương trình vi phân thu hút được nhiều sự quan tâm nghiên cứu. Tuy nhiên, kết quả đạt được cho các hệ phương trình vi phân phi tuyến phụ thuộc thời gian còn hạn chế. Trong bài báo này, nhóm tác giả phát triển một số kỹ thuật tiếp cận đã có để áp dụng nghiên cứu bài toán bị chặn và ổn định mũ của nghiệm của hệ phương trình vi phân cấp một phụ thuộc thời gian phi tuyến tổng quát. Từ đó, nhóm tác giả đưa ra một số điều kiện đủ mới và tường minh cho tính bị chặn mũ tới hạn toàn cục của nghiệm của một số lớp hệ phương trình vi phân cấp một phụ thuộc thời gian. Kết quả đạt được là mở rộng và cải thiện một số kết quả đã có. Nhóm tác giả đưa ra hai ví dụ nhằm minh họa cho tính hiệu quả của kết quả đạt được.
Abstract - Recently, problems of boundedness and stability of differential systems have attracted much attention from many researchers. However, the obtained results of nonlinear time-varying differential systems are limitative. In this paper, by improving some existing approaches, we investigate problem of boundedness and exponential stability of solutions to general first-order nonlinear time-varying differential systems. Then, we present some new explicit sufficient conditions for global ultimate boundedness of solutions to some class of first-order time-varying differential systems. The obtained results generalize and improve some existing results in the literature. Finally, we also give two examples for illustrating the effectiveness of our obtained results.
Từ khóa - hệ phương trình vi phân; tính bị chặn của nghiệm; bị chặn mũ tới hạn toàn cục; ổn định mũ địa phương; ổn định mũ toàn cục.
Key words - differential systems; boundedness of solutions; global ultimate boundedness; local exponential stability; global exponential stability.
1. Đặt vấn đề
1.1. Giới thiệu
Lý thuyết định tính của các hệ động lực nói chung và
của các phương trình vi phân nói riêng được nhiều tác giả
quan tâm nghiên cứu và đạt được nhiều thành tựu nổi bật.
Trong đó, tính ổn định và tính bị chặn của nghiệm là một
trong những tính chất định tính thu hút được nhiều sự quan
tâm khai thác trong những thập niên gần đây (xem [2]-[9]
và một số tài liệu tham khảo trong đó). Năm 2014, với một
cách tiếp cận khác, Ngoc [5] đã đưa ra một số điều kiện đủ
tường minh cho tính ổn định mũ địa phương của hệ phương
trình vi phân cấp một phi tuyến phụ thuộc thời gian và đã
giải quyết một trường hợp của Phỏng đoán Aizerman nổi
tiếng về tính ổn định của hệ phương trình phi tuyến có chứa
tham số. Năm 2015, Xu và Ge [8] đã nghiên cứu đưa ra
một số điều kiện đủ cho tính bị chặn mũ tới hạn toàn cục,
một định nghĩa mở rộng của ổn định mũ, của hệ phương
trình sai phân ngẫu nhiên phi tuyến có chậm. Các kết quả
này được khai thác mở rộng từ bài báo của Ngọc và Hiếu
[4] từ hệ phương trình sai phân có chậm không có yếu tố
ngẫu nhiên sang hệ có yếu tố ngẫu nhiên.
Tiếp tục hướng khai thác của các tác giả trong [5] và
[8], nhóm tác giả phát triển kỹ thuật tiếp cận trong đó để
mở rộng một số kết quả của bài báo [5]. Từ đó, nhóm tác
giả nghiên cứu và đưa ra một số điều kiện đủ mới cho tính
bị chặn của nghiệm của hệ phương trình vi phân phi tuyến
phụ thuộc thời gian. Kết quả đạt được là mở rộng tổng quát
của một số kết quả trong [5].
1.2. Quy ước
Gọi , và lần lượt là tập hợp các số tự nhiên,
trường số thực và trường số phức. Giả sử hoặc
. Cho m , 1m , ta kí hiệu : 1,2,..., .m m
Cho các số nguyên dương l và q , kí hiệu l là không
gian véc-tơ thực hoặc phức và l q
là tập hợp tất cả các
ma trận cỡ l q với các số hạng trong . Đối với hai ma
trận thực cỡ l q là ijA a và ijB b , bất đẳng thức
A B có nghĩa là ij ija b với mọi , .i l j q Đặc biệt,
nếu ij ija b với mọi , i l j q khi đó ta viết .A B Ma
trận ij l qA a được gọi là ma trận không âm nếu
0ija với mọi , i l j q . Cách hiểu tương tự đối với
véc-tơ không âm. Kí hiệu l q
là tập hợp tất cả các ma trận
thực không âm cỡ .l q Cho m là số nguyên dương, ta kí
hiệu m , m m và Im lần lượt là véc-tơ không trong ,mma
trận không và ma trận đơn vị trong m m
. Với
1 2( , ,..., )T n
nx x x x và l q
ijP p ta định nghĩa
giá trị mô-đun của véc-tơ và ma trận như sau
1 2, ,...,T n
nx x x x và .l q
ijP p
Trên n, ta xét các chuẩn véc-tơ sau
1/
1
pn
p
ipi
x x
với 1 p và
1max .i
i nx x
Mọi chuẩn trên nlà đơn điệu ([4]), tức là nếu có
, , | | | |nx y x y kéo theo x y . Cho ma trận
l qM , chuẩn của toán tử tuyến tính : , q lM
x Mx xác định bởi
126 Lê Trung Hiếu, Trần Ngọc Hiệp
1
: sup sup ,nx x
MxM Mx
x
được gọi là chuẩn toán tử (operator norm) của ma trận
M (sau này ta gọi tắt là chuẩn ma trận của ).M Cụ thể,
nếu n được trang bị bởi chuẩn véc-tơ
1 hoặc
và
n n
ijA a thì chuẩn ma trận cảm sinh bởi chuẩn vec-
tơ tương ứng là:
1 11
max ;n
ijj n
i
A a
1
1
maxn
iji n
j
A a
.
Trong bài báo này, nếu không phát biểu gì thêm, chuẩn
vec-tơ trên n là đơn điệu và chuẩn ma trận của
l qA
được hiểu là chuẩn toán tử liên kết với các chuẩn vec-tơ
đơn điệu trên lvà .q
Với bất kì ,n nM hoành độ phổ (spectral abscissa)
của M kí hiệu bởi max Re :M M ,
trong đó : : det 0nM z zI M là phổ của
ma trận ,M là tập hợp tất cả các giá trị riêng của ma trận
.M Ma trận n nA được gọi là ma trận Metzler nếu các
phần tử ngoài đường chéo chính của A đều không âm.
Giả sử ( , ) : n nh là hàm khả vi liên tục theo
biến thứ hai trên n
, với mỗi t , ma trận Jacobi của ( ,·)h t
tại 1 2, ,.. ),( . n
T nx xx x là ma trận được xác định bởi:
, : , .n ni
j
fJ t x t x
x
Hai bổ đề sau đây được sử dụng trong chứng minh các
kết quả chính của bài báo.
Bổ đề 1.1 ([3, Lemma 1]). Cho n nM là ma trận
Metzler. Khi đó, M là một giá trị riêng của M và tồn
tại một véc-tơ không âm , nx ,nx sao cho
.Mx M x
Bổ đề 1.2. ([5, Theorem 1.2]). Cho n nM là ma trận
Metzler. Khi đó, những mệnh đề sau đây là tương đương:
(i) ( ) 0;M
(ii) Tồn tại ,nnvv sao cho nMv ;
(iii) M khả nghịch và 1 ;n nM
(iv) Cho ,nnvv . Khi đó, tồn tại nx sao
cho ;nM x v
(v) Cho bất kì \ ,n
nx véc-tơ hàng Tx M có ít
nhất một phần tử âm.
2. Điều kiện đủ mới cho tính bị chặn của nghiệm của hệ
phương trình vi phân cấp một
Xét hệ phương trình vi phân phi tuyến có dạng sau
0, , 0,x t f t x t t t (1)
trong đó, : n nf là hàm cho trước. Trong suốt
bài báo này nhóm tác giả giả thiết rằng (·,·)f là hàm liên
tục trên n
và thỏa mãn điều kiện Lipschitz địa
phương theo biến thứ hai, đều theo t trên mỗi tập
compact của . Khi đó, với 0 0t và 0
nx cố định
cho trước, hệ phương trình vi phân (1) tồn tại duy nhất
nghiệm địa phương thoả mãn điều kiện đầu
0 0.x t x (2)
Ta ký hiệu nghiệm này bởi 0 0, ,x t x .
Nghiệm 0 0, ,x t x là khả vi liên tục trên 0 ,t với
0t nào đó và thoả mãn (1)-(2) với mọi 0 ,t t . Hơn
nữa, nếu 0 ,t là khoảng lớn nhất để tồn tại 0 0, ,x t x
thì nghiệm 0 0, ,x t x được gọi là không thể kéo dài
(noncontinuable). Theo bổ đề Zorn tồn tại nghiệm không
thể kéo dài và khoảng lớn nhất để tồn tại 0 0, ,x t x là
khoảng mở ([5]). Nhận xét này được sử dụng trong chứng
minh về sự kéo dài nghiệm.
Định nghĩa 2.1 ([5, Definition 2.1]). Hệ phương trình vi
phân (1) được gọi là ổn định mũ (exponentially stable, viết
tắt là ES) nếu tồn tại các hằng số , 0, 0K r sao cho
với mỗi 0 rx B , nghiệm 0 0, ,x t t x của (1)-(2) thoả mãn
0
0 0, , ,t t
x t t x Ke
0 .t t
trong đó, :n
rB x x r .
Hệ phương trình vi phân (1) được gọi là ổn định mũ
toàn cục (globally exponentially stable, viết tắt là GES) nếu
tồn tại các hằng số , 0,K sao cho với mỗi 0
nx ,
nghiệm 0 0, ,x t t x của (1)-(2) thoả mãn
0
0 0 0, , ,t t
x t t x Ke x
0 .t t
Định nghĩa 2.2 ([8, Deffinition 4.1]). Hệ phương trình
vi phân (1) được gọi là bị chặn mũ tới hạn toàn cục
(globally exponentially ultimately bounded, viết tắt là
GEUB) nếu tồn tại các hằng số , 0, 0K sao cho với
mỗi 0
nx , nghiệm 0 0, ,x t t x của (1)-(2) thoả mãn
0
0 0 0, , ,t t
x t t x Ke x
0 .t t
Số được gọi là biên trên tới hạn (ultimate upper
bound) của hệ phương trình (1).
Chú ý rằng, ổn định mũ (ES) được nêu trong Định nghĩa
2.1 được hiểu là ổn định mũ địa phương, tức là bất đẳng
thức 0
0 0, , ,t t
x t t x Ke
0 ,t t chỉ đúng khi 0x
thuộc một hình cầu rB nào đó. Từ các định nghĩa nêu trên,
ta thấy rằng, GES ES và GES GEUB. Định lý sau
đây cho ta một số điều kiện mới cho tính GEUB của hệ
phương trình vi phân (1).
Định lý 2.3. Giả sử với mỗi , ,t f t là hàm khả
vi liên tục trên n
và ( , )nf t bị chặn trên , tức là tồn
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 127
tại 0l sao cho ( , ) ,nf t l t . Giả sử tồn tại ma
trận : n n
i jA a sao cho với bất kì 0t và bất kì
,nx ta có
, , , , , , , .i i
ii i j
i j
f ft x a i n t x a i j i j n
x x
(3)
Khi đó, nếu A là ma trận Metzler thỏa mãn một trong các
điều kiện (i)-(v) của Bổ đề 1.2 thì hệ phương trình vi phân
(1) là GEUB.
Trường hợp đặc biệt, khi 0l thì hệ phương trình vi
phân (1) là GES.
Chứng minh: Vì các điều kiện (i)-(v) trong Bổ đề 1.2 là
tương đương nên từ giả thiết đã cho, không làm mất tính
tổng quát, ta giả sử ma trận Metzler A có ( ) 0A .
Giả sử 0
nx và 0 0: ; , ,x t x t t x 0 ,t t , là
một nghiệm không thể kéo dài của (1) và (2). Ta cần chứng
minh rằng tồn tại , 0, 0M sao cho với bất kì
0 0,t ta có
0
0 0 0, , ,t t
x t t x Ke x
0 ,t t , (4)
trong đó K độc lập với 0, t t và 0x . Vì A là ma trận
Metzler có hoành độ phổ âm nên theo Bổ đề 1.2 (ii), tồn tại
1 2: , ,..., ,T n
nv với 0, i i n , sao cho
.nAv (5)
Hơn nữa, từ (5) suy ra tồn tại 0 đủ nhỏ sao cho
1 2, ,..., .T
n nAv v (6)
Ta thấy rằng
0 0 0
1
1
1.
... min
1
ii n
vx x x
Đặt
0
0
1 1
,min min
t t
i ii n i n
v vu t x e M
với 0t t và
0
1
sup ,0
max .i
t t
i n
f t
M
(7)
Kí hiệu: 0 0: , ,x t x t t x , khi đó từ trên ta có
0 0 0 0
1
.min i
i n
vx t x u t x
Ta cần chứng minh 0, , .x t u t t t
Dùng phương pháp phản chứng, giả sử ngược lại rằng
tồn tại * 0t t sao cho * * .x t u t Đặt
1 * 0 * *: inf , : .t t t x t u t Khi đó, vì tính liên
tục của hàm , u t x t nên 1 0t t và tồn tại chỉ số oi n
sao cho
0 0
0 0
0 1
1 1
1 1
, , ;
;
, , ,
i i
i i
x t u t t t t
x t u t
x t u t t t t
(8)
với 0 đủ nhỏ nào đó.
Theo định lý giá trị trung bình [1], ta có với mỗi t
và mỗi ,i n ta có:
, , , ,i i i n i nx t f t x t f t x t f t f t
1
1 0
, s , .n
i
j i n
j j
ft sx t d x t f t
x
Do đó:
sgni i
dx t x t x t
dt
1
1 0
sgnn
i
i j
j j
fx t sx t ds x t
x
sgn ,i i nx t f t
1
0
i
i
i
fsx t ds x t
x
1
1, 0
sgn , ,n
i
i j i n
j j i j
fx t sx t ds x t f t
x
hầu khắp nơi theo t trên 0 ,t .
Từ (3) suy ra:
1,
, ,n
i ii i i j j i n
j j i
dx t a x t a x t f t
dt
hầu khắp nơi theo t trên 0 ,t .
Ký hiệu iD x t là đạo hàm Dini trên - phải của
ix t tại 0 ,t t , ta có
0
0
: limsup
1 limsup s.
s
i i
ih
t h
ih t
x t h x tD x t
h
dx s d
h d
Theo hệ quả của định lý về giá trị trung bình của tích
phân, tồn tại ,c t t h sao cho:
s = .s s
t h
i i
t
d dx s d x c h
d d
Khi đó:
0
limsups
i i ih
d dD x t x c x t
d dt
128 Lê Trung Hiếu, Trần Ngọc Hiệp
1
, .n
ii i i j j i n
jj i
a x t a x t f t
Từ (8), ta có:
0 0 0 0 0 0
0
8
1 1 1 1
1
,n
i i i i i j j i n
jj i
D x t a u t a u t f t
0 01 0
0 0 0 0
1 0
0
0
0
0
1 1
0
11
1
11
min min
min
,mino
o
i it t
i i i i
i ii n i n
njt t
i j
j ii nj i
nj
i j i n
j ii nj i
a x e a M
a x e
a M f t
1 0
0
0 0
0
11
1
11
min
, .min
njt t
i j
j ii n
nj
i j i n
j ii n
x e a
a M f t
Mặt khác, ta có:
0 0
0
0 0
1
11
1
11 1
,min
,min min
nj
i j i n
j ii n
nij
i j i n
j i ii n i n
M a f t
M a f t
0 0
6 ,(7)
1 1
0.min min
i i
i ii n i n
M M
Do đó:
1 0
0 01 0
11min
njt t
i i j
j ii n
D x t x e a
01 0
0
6
0 1
1
.min
it t
i
ii n
x e D u t
Điều này mâu thuẫn với (8). Do đó,
0
0 0 0
1 1
, , .min min
t t
i ii n i n
v vx t t x u t x e M
Vì tính đơn điệu của chuẩn véc-tơ nên ta có:
0
0 0 0
1 1
, , , min min
t t
i ii n i n
v vx t t x u t x e M
0 , .t t
Đặt:
1 1
, .min mini i
i n i n
v vK M
Khi đó, ta có
0
0 0 0 0, , , , .t t
x t t x u t K x e t t
Cuối cùng, ta cần chứng tỏ rằng và khi đó (1) là
GEUB. Chứng minh là hoàn toàn tương tự trong [5].
Cụ thể, để chỉ ra mâu thuẫn, ta giả sử ngược lại rằng
. Khi đó, vì (4) nên nghiệm 0 0, ,x t t x là bị chặn trên
0 , .t Hơn nữa, điều đó cùng với (1) suy ra x là bị
chặn trên 0 ,t . Do đó, x là liên tục đều trên 0 , .t
Vì thế, limt
x t
tồn tại và x có thể mở rộng tới hàm
liên tục trên 0 ,t . Khi đó, có thể tìm một nghiệm của (1)
qua , x về bên phải của . Điều này mâu thuẫn với
giả thiết không kéo dài của nghiệm x . Do đó, phải
bằng .
Trường hợp đặc biệt, khi 0( , ) ,n nf t t t , ta có:
0
1
1 1
sup ,0
max 0.min min
it t
i ni i
i n i n
f tv v
M
khi đó hệ phương trình vi phân (1) là GES. Định lý được
chứng minh hoàn toàn.
Nhận xét 2.4. (i) Ý tưởng của Định lý 2.3 là chặn trên
ma trận Jacobi của ( ,·)f t bởi một ma trận Metzler có
hoành độ phổ âm. Mà ta biết rằng, hệ phương trình vi phân
tuyến tính dừng đơn giản ( ) ( )x t Ax t là GES khi và chỉ
khi A là ma trận Metzler có ( ) 0A .
(ii) Định lý 2.3 là một mở rộng thật sự của [5, Theorem
2.2]. Bởi vì trong trường hợp đặc biệt, khi
0( , ) ,n nf t t t , thì hệ phương trình vi phân (1) là
GES, do đó kéo theo (1) là ES. Ngoài ra, trong [5, Theorem
2.2], với giả thiết 0( , ) ,n nf t t t , tác giả kết luận hệ
phương trình vi phân (1) chỉ là ES, yếu hơn kết quả đạt
được của nhóm tác giả là GES.
Tiếp theo, xét hệ phương trình vi phân phi tuyến phụ
thuộc thời gian
( ),x t f x t g t 0 0,t t (9)
trong đó, : n nf là hàm cho trước, liên tục và thỏa
mãn điều kiện Lipschitz địa phương trên n
;
: ng là hàm cho trước. Ta có hệ quả sau đây về
tính GEUB của (9), tính chất này được suy ra trực tiếp từ
Định lý 2.3.
Hệ quả 2.5. Giả sử f là hàm khả vi liên tục và (·)g là
hàm bị chặn. Khi đó, hệ phương trình (9) là GEUB nếu tồn
tại ma trận n n
ijA a là ma trận Metzler với
( ) 0A sao cho với mọi ,nx
, ;i
ii
i
fx a i n
x
, , , .i
ij
j
fx a i j i j n
x
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 129
Nhận xét 2.6. Hệ quả 2.5 là một mở rộng của
[5, Corollary 2.3]. Cụ thể, Hệ quả 2.5 cho ta điều kiện đủ
cho tính GEUB của hệ phương trình vi phân phi tuyến phụ
thuộc thời gian (9), trong khi [5, Corollary 2.3] chỉ cho điều
kiện đủ cho tính ES của hệ phương trình vi phân dừng.
Ngoài ra, áp dụng kết quả của phép chứng minh Định lý
2.3, khi (·) ng và ( )n nf , ta có 0 (tức là tính
GEUB trùng về GES), hệ phương trình (9) là GES, một
tính chất mạnh hơn tính ES được phát biểu trong
[5, Corollary 2.3].
Tiếp theo, xét hệ phương trình vi phân tuyến tính không
thuần nhất có dạng sau đây:
( ),x t A t x t g t 0 0,t t (10)
trong đó, : n nA
và : ng là các hàm
cho trước. Ta có hệ quả sau đây về tính GEUB của (10),
tính chất này được suy ra trực tiếp từ Định lý 2.3.
Hệ quả 2.7. Cho : , 0n n
iiA t a t t và (·)g
là hàm bị chặn. Giả sử tồn tại ma trận n n
ijA a là
ma trận Metler với ( ) 0A sao cho với bất kì 0,t
, ;ii iia t a i n
,ij ija t a0, , , .i j n i j t t
Khi đó, (10) là GEUB.
Nhận xét 2.8: Ta thấy Hệ quả 2.7 là một mở rộng của
[5, Corollary 2.4]. Đặc biệt, khi (·) ng , hệ phương trình
vi phân tuyến tính không thuần nhất (10) trở thành hệ
phương trình vi phân tuyến tính thuần nhất và là GES.
Ví dụ 2.9: Xét phương trình vi phân phi tuyến cấp một
phụ thuộc thời gian
2
02
2 3( ) 2 sin 3sin , 0,
3 1
tx t x t x t at t t
t
(11)
trong đó a là tham số thực.
Ta thấy phương trình vi phân (11) có dạng (1) với
2
2
2 3, 2 sin 3sin ,
3 1
tf t x x x at
t
với 0 0, .t t x
Hơn nữa, ,f t x liên tục trên và thỏa mãn điều
kiện Lipschitz theo biến thứ hai trên . Do đó, (11) tồn tại
duy nhất nghiệm với mỗi điều kiện đầu 0 0( )x t x .
Tiếp theo, kiểm tra các điều kiện của Định lý 2.3, ta có:
• ( ,0)f t bị chặn vì
20 | ( ,0) | | 3sin( ) | 3,f t at t ;
• Với mỗi 0t t , ,f t khả vi liên tục trên và
2 2
2 3 2 3, 2 cos 1, ,
3 1 3 1
f t tt x x t x
x t t
.
Ta có thể xem 1A “ma trận” Metzler trên , có
bán kính phổ ( ) 1 0A . Vậy theo Định lý 2.3, ta có
(11) là GEUB.
Ngoài ra, tồn tại 2 0v sao cho 2 0Av và tồn
tại 1
02
sao cho 0.Av v Khi đó,
1
sup ,0
max 6i
t
i
f t
M
và
1
| | 21.
min 2ii
vK
Vậy (11) là GEUB với biên trên tới hạn là
1
| |6 1 6.
min ii
vM
Trường hợp đặc biệt, khi 0a , ta có
( ,0) 0, .f t t Khi đó, 0 và do đó (11) là GES và
hiển nhiên kéo theo ES.
Ví dụ 2.10: Xét hệ phương trình vi phân phi tuyến phụ
thuộc thời gian trong 2
được xác định bởi
41
1 1 222
1
4
2 1 24
2 2 ( )6 cos
3 2 ( ) 1
4cos 3 2 ,
1
t t
t
x tx t e x t x t e
x t
tx t x t x t
t
(12)
với 0 0.t t
Hệ phương trình vi phân (12) có dạng (1) với 2 2:f được xác định bởi
41
1 222
1
4
1 24
2 26 cos
3 2 1, , ,
4cos 3 2
1
t t
t
xe x x e
xt x f t x
tx x
t
với 20 1 2, , .
Tt t x x x
Ta có f liên tục trên 2
và ,f t x thỏa mãn điều
kiện Lipschitz theo biến thứ hai trên 2
. Khi đó, (12) tồn
tại duy nhất nghiệm với mỗi điều kiện đầu 0 0( )x t x .
Kiểm tra các điều kiện của Định lý 2.3, ta có:
• 2( , ) ( , 1)tf t e bị chặn với mọi 0 0t t ;
• Với mỗi 0 ,t t ta có ( ,·)f t khả vi liên tục trên 2
và ma trận Jacobi của ,f t là
42
1 1
2 22 22 2
1 1
22
1
4 4
2 2 4 2 2 26 cos sin
3 2 1 3 2 1, ,
44sin 3 2
1 1
t
t
x xe x x
x xJ t x
t xt
t t
với 2
1 2, .T
x x x
130 Lê Trung Hiếu, Trần Ngọc Hiệp
Ta thấy
15
: 3
2 3
A
là ma trận Metzler thoả mãn
(3) với mọi 2
0 1 20, ( , )Tt t x x x . Ngoài ra, ta có
12 15
03
A
. Tồn tại 2
1
2v
sao cho
2
13
3
4
Av
. Tồn tại 1 0 sao cho .Av v
Trên 2
nếu ta trang bị chuẩn Euclid thì với các tính
toán cụ thể ta có
2
e,
1
t
f t
,
0
2
1 2
sup ,
max 1i
t t
i
f t
M
và
2
1 2
5.min i
i
vK
Khi đó, theo Định lý 2.3, hệ phương trình vi phân (12)
là GEUB với biên trên tới hạn là 5.
3. Kết luận
Nhóm tác giả cải tiến kỹ thuật tiếp cận đã có trong [5]
và [8] để áp dụng nghiên cứu bài toán bị chặn và ổn định
của nghiệm của hệ phương trình vi phân phi tuyến phụ
thuộc thời gian. Qua đó, nhóm tác giả đã đưa ra một số điều
kiện đủ mới cho tính GEUB của hệ phương trình vi phân
cấp một tuyến tính và phi tuyến phụ thuộc thời gian. Các
kết quả này là mở rộng tổng quát của một số kết quả đã có
trong [5]. Ngoài ra, ngay cả trong trường hợp đặc biệt của
nhóm tác giả, nhóm tác giả chỉ ra được kết quả trong [5,
Theorem 2.2] và [5, Corollary 2.3] đúng cho cả tính GES,
tức là mạnh hơn cả tính ES.
Ghi chú. Bài báo được hỗ trợ bởi đề tài nghiên cứu khoa
học sinh viên mã số SPD2017.02.40.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Dieudonne, J., Foundations of Modern Analysis, Academic Press: New York, 1988.
[2] Hale, J. K. and Lunel, S. M. V., Introduction to functional
differential equations, Vol. 99, Springer Science & Business Media,
2013.
[3] Hinrichsen, D. and Son, N. K., “ -analysis and robust stability of
positive linear systems”, International Journal of Applied
Mathematics and Computer Science, 8, 1998, pp. 253-268.
[4] Ngoc, P. H. A. and Hieu, L. T., “New criteria for exponential
stability of nonlinear difference systems with time-varying delay”,
International Journal of Control, 86(9), 2013, pp. 1646-1651.
[5] Ngoc, P. H. A., “New criteria for exponential stability of nonlinear
time-varying differential systems”, International Journal of Robust
and Nonlinear Control, 24(2), 2014, pp. 264-275.
[6] Peuteman, J., Aeyels, D., and Sepulchre, R., “Boundedness
properties for time-varying nonlinear systems”, SIAM Journal on Control and Optimization, 39(5), 2000, pp. 1408-1422.
[7] Son, N. K. and Hinrichsen, D., “Robust stability of positive
continuous time systems”, Numerical Functional Analysis and
Optimization, 17(5-6), 1996, pp. 649-659.
[8] Xu, L. and Ge, S. S., “Exponential ultimate boundedness of
nonlinear stochastic difference systems with time-varying delays”,
International Journal of Control, 88(5), 2015, pp. 983-989.
[9] Xu, L. and Ge, S. S., “The pth moment exponential ultimate
boundedness of impulsive stochastic differential systems”, Applied Mathematics Letters, 42, 2015, pp. 22-29.
(BBT nhận bài: 05/12/2017, hoàn tất thủ tục phản biện: 18/12/2017)
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 131
MAISYS - HỆ THỐNG THUYẾT MINH TỰ ĐỘNG ĐA NGỮ CHO
BẢO TÀNG ĐÀ NẴNG
MAISYS - MULTILINGUAL AUTOMATED INTERPRETATION SYSTEM FOR
THE MUSEUM OF DANANG
Trần Anh Kiệt1, Trần Văn Chuẩn2, Trương Thế Liên2, Nguyễn Tiến Sỹ3, Đặng Thị Dung4 1Đại học Đà Nẵng; [email protected]
2Bảo tàng Đà Nẵng; [email protected]; [email protected] 3Nhà Xuất bản Thông tin Truyền thông - Chi nhánh Đà Nẵng; [email protected]
4Trường Đại học Xây dựng Miền Tây; [email protected]
Tóm tắt - Trong bài báo này nhóm tác giả trình bày kết quả nghiên cứu và xây dựng hệ thống thuyết minh tự động cho Bảo tàng Đà Nẵng. Để xây dựng hệ thống này, nhóm tác giả đề xuất sử dụng mã QR Code để định danh cho từng hiện vật. Mỗi hiện vật sẽ có các thông tin giới thiệu tương ứng dưới dạng văn bản, audio và video bằng 3 ngôn ngữ Việt, Anh và Pháp. Khách du lịch sẽ sử dụng thiết bị di động để chụp ảnh QR Code và xem hoặc nghe thuyết minh liên quan đến hiện vật. Hệ thống bao gồm dữ liệu thuyết minh cho 9 phòng chuyên đề và 600 hiện vật; các gói phần mềm trên máy chủ và trên thiết bị di động. Đóng góp chính của nghiên cứu là đề xuất và thử nghiệm triển khai ứng dụng công nghệ thông tin vào thực tế dựa trên các công nghệ mới. Trên cơ sở nghiên cứu này, chúng ta có thể mở rộng sang các ứng dụng khác trong thực tế.
Abstract - In this paper, we present the results of the study and the implementation of a multilingual automated interpretation system for Danang Museum. To build this system, we propose using QR Code for an artifact identifier. Each artifact will have corresponding information in the forms of text, audio and video in Vietnamese, English and French. Visitors will use the mobile device to capture QR Codes to view or listen to related information. The system includes explanatory data for 9 thematic rooms, 600 artifacts and the software packages on the server and on the mobile device. The main contribution of the research is to propose and test the application of information technology in practice based on new technologies (QR Code and Mobile). Based on this research, we can use new technologies for other applications in practice.
Từ khóa - thuyết minh tự động; bảo tàng; hệ thống; đa ngữ; Đà Nẵng
Key words - automated interpretation; museum; system; multilingual; Danang
1. Đặt vấn đề
Trong 6 tháng đầu năm 2017, tổng lượt khách tham
quan, du lịch đến Đà Nẵng ước đạt 3.229.476 lượt, tăng
33,2% so với cùng kỳ 2016, đạt 51,3% kế hoạch năm 2017;
trong đó khách quốc tế ước đạt 1.222.398 lượt, tăng 72%
so với cùng kỳ 2016, khách nội địa ước đạt 2.007.079 lượt,
tăng 17,1% so với cùng kỳ 2016. Tổng thu du lịch ước đạt
2.007.079 lượt, tăng 17,1% so với cùng kỳ năm 2016, đạt
51,3% kế hoạch năm 2017 [2].
Bên cạnh những địa danh du lịch đã trở nên nổi tiếng ở
Đà Nẵng như: Bà Nà, Chùa Linh Ứng, Ngũ Hành Sơn, ...
một trong những điểm đến yêu thích của du khách trong
nước và quốc tế là các bảo tàng ở Đà Nẵng. Do lượng du
khách đến tham quan các bảo tàng ngày càng lớn nên việc
đa dạng hoá các loại hình dịch vụ, cải tiến cách thức phục
vụ nhằm làm hài lòng du khách là một thách thức lớn đặt
ra với các bảo tàng.
Ở các nước tiên tiến, việc nghiên cứu ứng dụng công
nghệ thông tin (CNTT) trong lĩnh vực bảo tàng đã phát
triển từ rất sớm và đã mang lại nhiều kết quả cụ thể, tạo ra
sự thay đổi lớn trong công tác bảo tàng. Tuy nhiên, việc
triển khai ứng dụng tin học trong hệ thống bảo tàng của
Việt Nam còn chậm so với các nước trong khu vực và trên
thế giới. Không những thế, việc triển khai ứng dụng tin học
giữa các bảo tàng trung ương và các bảo tàng địa phương
cũng có sự chênh lệch đáng kể. Trong khi nhiều bảo tàng
quốc gia và một số bảo tàng chuyên ngành đã bước đầu
triển khai xây dựng trung tâm máy tính và hình thành kho
dữ liệu số, thì tại hầu hết các bảo tàng và ban quản lý di
tích thuộc các tỉnh, thành phố hiện chỉ được trang bị một
số máy tính đơn lẻ, với cấu hình rất khác nhau, sử dụng
kém hiệu quả [3].
Tuy nhiên, công tác hướng dẫn thuyết minh tại bảo tàng
còn gặp nhiều khó khăn do số lượng cán bộ chuyên trách
về lĩnh vực này còn hạn chế. Đặc biệt, đối tượng tham quan
bảo tàng rất đa dạng, đến từ nhiều quốc gia khác nhau trên
thế giới và sử dụng nhiều ngôn ngữ khác nhau, nên việc
cung cấp thông tin cho khách tham quan gặp không ít khó
khăn. Hơn nữa, khi tổ chức các sự kiện quan trọng hoặc
vào các dịp lễ thì số lượng khách tham quan tăng đột biến,
nên bảo tàng không đủ cán bộ để thực hiện nhiệm vụ hướng
dẫn, thuyết minh cho khách tham quan.
Chính vì vậy, nhu cầu ứng dụng các thành tựu khoa học,
đặc biệt là ứng dụng CNTT để hỗ trợ cho công tác quản lý,
hướng dẫn, thuyết minh tại bảo tàng là rất cấp thiết. Việc
ứng dụng CNTT sẽ góp phần giảm áp lực đối với công tác
hướng dẫn thuyết minh, cung cấp thông tin đến khách tham
quan hiệu quả hơn. Mặt khác, việc áp dụng công nghệ hiện
đại vào công tác bảo tàng là một xu hướng tất yếu trên thế
giới và góp phần nâng cao hình ảnh của Bảo tàng Đà Nẵng.
Trong bài báo này, nhóm tác giả trình bày kết quả
nghiên cứu để phát triển và triển khai ứng dụng hệ thống
phục vụ thuyết minh tự động tại Bảo tàng Đà Nẵng gồm 3
ngôn ngữ: Việt, Anh và Pháp. Nội dung bài báo được tổ
chức thành 5 phần: Phần đặt vấn đề nêu lý do thực hiện
nghiên cứu; Phần 2 giới thiệu một số thông tin cơ bản liên
quan đến Bảo tàng Đà Nẵng; Phần 3 trình bày về phân tích
và thiết kế hệ thống; Phần 4 trình bày kết quả xây dựng ứng
dụng và thử nghiệm; Phần 5 trình bày kết luận và hướng
phát triển.
132 Trần Anh Kiệt, Trần Văn Chuẩn, Trương Thế Liên, Nguyễn Tiến Sỹ, Đặng Thị Dung
2. Bảo tàng Đà Nẵng
Bảo tàng Đà Nẵng được thành lập từ năm 1989 và xây
dựng mới tại địa điểm số 24 Trần Phú (phường Thạch
Thang, quận Hải Châu), trong khuôn viên Di tích Quốc gia
Thành Điện Hải. Bảo tàng Đà Nẵng được đầu tư phương
tiện trưng bày, thiết bị nghe nhìn và hệ thống chiếu sáng
hiện đại. Đội ngũ thuyết minh, hướng dẫn khách tham quan
được đào tạo khá bài bản. Bảo tàng Đà Nẵng chính thức
được khánh thành, mở cửa đón khách tham quan vào ngày
26 tháng 4 năm 2011.
Bảo tàng Đà Nẵng là một công trình, thiết chế văn hóa
tiêu biểu, quan trọng của thành phố Đà Nẵng và là một
trong những bảo tàng khang trang, hiện đại của miền
Trung, Việt Nam. Nội dung trưng bày của Bảo tàng đa dạng
về chủ đề, phong phú về hiện vật, sống động với các không
gian tái tạo, được thể hiện dưới góc nhìn và phương pháp
của bảo tàng học hiện đại. Nhiều tài liệu, hiện vật gốc có
giá trị điển hình về lịch sử, văn hóa, những bộ sưu tập cổ
vật quý hiếm lần đầu tiên được đưa ra giới thiệu. Tất cả đã
tái hiện khái quát và tiêu biểu tiến trình lịch sử - văn hóa
của mảnh đất và con người Đà Nẵng từ buổi đầu khai phá,
mở mang bờ cõi, chống giặc ngoại xâm, giành độc lập cho
đến thời kỳ hòa bình, đổi mới, hội nhập và phát triển thành
một đô thị năng động nhất miền Trung.
Hiện nay, Bảo tàng Đà Nẵng có diện diện tích trưng bày
khoảng 3.000 m2 với hơn 2.500 hiện vật được tổ chức trưng
bày thường xuyên thành 9 nhóm chủ đề. Ngoài ra, Bảo tàng
còn tổ chức các đợt triển lãm ngắn hạn tại Bảo tàng cũng
như trưng bày, triển lãm lưu động ở trong và ngoài nước.
Bên cạnh đó, Bảo tàng còn thường xuyên tổ chức giới thiệu
di sản văn hóa phi vật thể của thành phố đến nhiều đối
tượng trong và ngoài nước [2].
Từ khi trở thành thành phố trực thuộc trung ương, thành
phố Đà Nẵng đã phát triển mạnh mẽ và trở thành một trung
tâm kinh tế - xã hội của Việt Nam. Với chủ trương phát triển
thành phố theo hướng dịch vụ và công nghệ cao, trong những
năm qua, du lịch Đà Nẵng đã trở thành một địa chỉ thu hút
rất nhiều du khách trong và ngoài nước.
Thống kê số lượng du khách đến thăm Bảo tàng Đà
Nẵng qua các năm như sau:
Bảng 1. Thống kê lượng khách đến Bảo tàng Đà Nẵng
Năm
Thống kê theo ngôn ngữ sử dụng Tổng
cộng Tiếng
Anh
Tiếng
Hàn
Tiếng
Trung
Tiếng
Pháp
Tiếng
khác
2014 320 15.713 112 368 32.454 48.967
2015 385 26.000 247 280 26.751 53.663
2016 360 19.810 3.746 240 16.578 40.734
Hiện nay, Bảo tàng có 3 tầng để trưng bày các hiện vật
và được tổ chức thành các phòng trưng bày như sau:
- Tầng 1: Giới thiệu các bộ sưu tập liên quan đến điều
kiện tự nhiên như: Hệ sinh thái tự nhiên của thành phố Đà
Nẵng; Địa chất, khoáng sản; Khí hậu, thủy văn; ...
- Tầng 2: Giới thiệu các bộ sưu tập liên quan đến thành
phố Đà Nẵng trong hai cuộc kháng chiến chống Pháp và
Mỹ xâm lược, chứng tích chiến tranh của quân đội Mỹ ở
chiến trường Quảng Nam - Đà Nẵng và miền Nam, Việt
Nam.
- Tầng 3: Giới thiệu các bộ sưu tập hiện vật và hình ảnh
về cộng đồng các dân tộc ở thành phố Đà Nẵng và tỉnh
Quảng Nam.
Bên cạnh các gian trưng bày, Bảo tàng còn có phòng
chiếu phim 30 ghế ngồi để trình chiếu các bộ phim tư liệu
về lịch sử, văn hóa và xã hội của thành phố Đà Nẵng.
Đội ngũ cán bộ làm nhiệm vụ thuyết minh của Bảo tàng
chỉ có 4 người và phải đảm nhiệm một khối lượng công
việc cực kỳ lớn nên khó đảm bảo được chất lượng phục vụ.
Vì vậy, việc nghiên cứu triển khai một hệ thống thuyết
minh tự động nhằm hỗ trợ cho đội ngũ thuyết minh là hết
sức cấp bách.
3. Phân tích thiết kế hệ thống
3.1. Mục đích của hệ thống
Mục đích của hệ thống là ứng dụng CNTT để hỗ trợ
hoạt động hướng dẫn, thuyết minh tại Bảo tàng Đà Nẵng.
Hệ thống thuyết minh tự động đa ngữ ứng dụng tại Bảo
tàng Đà Nẵng với các thành phần chính như sau:
- Hệ cơ sở dữ liệu về thông tin hướng dẫn, thuyết minh
cho Bảo tàng Đà Nẵng với 3 ngôn ngữ: Việt, Anh và Pháp;
- Website cung cấp các thông tin giới thiệu về Bảo tàng
Đà Nẵng;
- Hướng dẫn, thuyết minh tự động bằng 3 ngôn ngữ
Việt, Anh, Pháp thông qua các thiết bị di động.
3.2. Các đối tượng sử dụng
Đối với hệ thống đề xuất, có các loại đối tượng sử dụng
như sau:
- Người quản trị (Administrator): là nhân viên quản trị
hệ thống, có nhiệm vụ quản trị toàn bộ hệ thống, phân
quyền người sử dụng, cập nhật thông tin, phát hiện các vấn
đề phát sinh/lỗi để khắc phục.
- Nhân viên bảo tàng (Museum Staff): là những người
có quyền truy cập hệ thống để xem, sửa, xoá thông tin trên
hệ thống. Tuỳ theo nhiệm vụ trong bảo tàng, người quản trị
có thể phân quyền để nhân viên bảo tàng có quyền truy cập
và cập nhật những thông tin khác nhau trên hệ thống.
- Khách tham quan (Visitor): là những người sử dụng
được cấp phép/hoặc không cần cấp phép để truy cập vào hệ
thống nhằm xem thông tin, bình luận, ... về bảo tàng. Đối
với khách tham quan trực tiếp tại bảo tàng, họ có thể sử
dụng thiết bị di động để chụp ảnh QR Code và xem/nghe
thuyết minh về đối tượng tương ứng.
3.3. Mô hình tổng quát
Nhằm mục đích hỗ trợ công tác thuyết minh trong bảo
tàng, nhóm tác giả đề xuất xây dựng một hệ thống thuyết
minh tự động đa ngữ và quy trình thực hiện như sau: Hệ
thống hoá các hiện vật: Nhân viên bảo tàng cần hệ thống hoá
lại tất cả các phòng trưng bày, hiện vật cần thuyết minh. Đối
với mỗi hiện vật cần có đầy đủ các thông tin liên quan như
mã số, thông tin hiện vật, hình ảnh, video, ... liên quan. Nếu
có thể, bảo tàng tiến đến số hoá tất cả các thông tin và sẽ xây
dựng một cơ sở dữ liệu số cho bảo tàng trong tương lai.
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 133
Hình 1. Mô hình đề xuất
- Biên soạn thuyết minh: biên soạn nội dung thuyết minh
cho từng phòng trưng bày, hiện vật giống như khi thuyết
minh trên thực tế. Nội dung này có thể được sử dụng để
khách xem trên các thiết bị hoặc được ghi âm để khách nghe
thay vì nghe thuyết minh trực tiếp từ nhân viên bảo tàng. Các
tài liệu thuyết minh này sẽ được dịch sang các ngôn ngữ khác
để phục vụ cho các đối tượng du khách khác nhau.
- Ghi âm thuyết minh: trên cơ sở các tài liệu thuyết minh
(đã được phê duyệt bởi người có trách nhiệm), tiến hành
ghi âm để có các file audio tương ứng cho từng phòng trưng
bày/hiện vật. Các file audio này có thể được sử dụng để
đưa lên trang web hoặc truy cập từ các thiết bị di động bởi
khách tham quan bảo tàng.
- Xây dựng hệ thống thuyết minh tự động: hệ thống này
có các chức năng cơ bản như: cho phép người quản trị phân
quyền sử dụng cho từng nhóm đối tượng người dùng khác
nhau, cho phép nhân viên bảo tàng cập nhật thông tin (văn
bản, âm thanh, video, ...); cho phép du khách truy cập để
xem/nghe thông tin. Chức năng tiêu biểu nhất của hệ thống
đó là sinh mã QR Code cho từng hiện vật và cho phép
người sử dụng chụp ảnh QR Code rồi tìm thông tin tương
ứng với QR Code.
- Sau khi hệ thống sinh mã QR Code, nhân viên bảo
tàng phải dán mã này lên các phòng trưng bày hoặc các
hiện vật tương ứng. Sau này, khách tham quan chỉ cần sử
dụng thiết bị di động để chụp ảnh QR Code và nghe/xem
thuyết minh tương ứng.
- Du khách có thể chọn ngôn ngữ (tiếng Việt, tiếng
Anh, tiếng Pháp, ...) và kiểu dữ liệu cần sử dụng (văn bản,
audio, video, ...) theo nhu cầu và hệ thống sẽ trả về kết
quả tương ứng.
Các Use Case được đặc tả chi tiết như sau:
Hình 2. Mô hình Use Case
Biểu đồ lớp:
Hình 3. Biểu đồ lớp
Một số biểu đồ hoạt động trong hệ thống:
Hình 4. Biểu đồ hoạt động quản lý tài khoản
Hình 5. Biểu đồ hoạt động xem thông tin
134 Trần Anh Kiệt, Trần Văn Chuẩn, Trương Thế Liên, Nguyễn Tiến Sỹ, Đặng Thị Dung
Cốt lõi của hệ thống bao gồm cơ sở dữ liệu (nội dung
văn bản, các tập tin audio, video thuyết minh bằng các ngôn
ngữ Việt, Anh, Pháp), gói phần mềm trên máy chủ và gói
phần mềm trên thiết bị di động.
Gói phần mềm trên máy chủ có nhiệm vụ nhận dữ liệu
QR Code từ điện thoại, đối sánh ảnh chụp với dữ liệu có
sẵn trong CSDL, tìm và trả về kết quả để hiển thị trên thiết
bị di động.
Gói phần mềm trên thiết bị di động có nhiệm vụ chụp
ảnh QR Code, gửi ảnh đến máy chủ, hiển thị kết quả trả về
từ máy chủ.
Mô hình triển khai như sau:
Hình 6. Mô hình triển khai hệ thống
4. Xây dựng ứng dụng
4.1. Cơ sở dữ liệu
Cơ sở dữ liệu của hệ thống được thiết kế như sau:
Hình 7. Cơ sở dữ liệu
Trong đó:
- ArtCategories: lưu trữ thông tin về chủng loại hiện
vật, ví dụ: hiện vật thời tiền sử, hiện vật thời kỳ chống
Pháp, hiện vật thời kỳ chống Mỹ,...
- Artifacts: lưu trữ thông tin về hiện vật gồm: mã số,
tên, thuyết minh tiếng Việt, tiếng Anh và tiếng Pháp (dưới
dạng văn bản, âm thanh và video.
- Users: lưu trữ thông tin người dùng: mã số, tên, địa
chỉ e-mail,...
4.2. Phần mềm
Phần mềm hệ thống thuyết minh tự động bao gồm 2
gói: một gói cài trên thiết bị di động và một gói cài trên
máy chủ.
Gói phần mềm cài trên thiết bị di động có chức năng
kết nối đến máy chủ, xử lý và so sánh ảnh chụp QR Code
với các QR Code lưu trữ trên máy chủ, lấy kết quả tương
ứng và trình bày kết quả cho người dùng dưới dạng video,
audio hoặc văn bản trong ngôn ngữ tương ứng được người
sử dụng lựa chọn [4].
Gói phần mềm cài đặt trên máy chủ bao gồm 2 phần:
Phần dành cho admin có các chức năng hỗ trợ quản trị hệ
thống, quản lý người dùng (tạo, sửa, thêm, xoá các nhóm
và người dùng) và cập nhật dữ liệu; Phần dành cho người
sử dụng có các chức năng hỗ trợ tìm kiếm, xem thông tin
(dưới dạng văn bản, audio hoặc video) thông qua giao diện
web (trong trường hợp này người sử dụng không cần sử
dụng điện thoại di động để chụp QR Code) [5], [6].
4.3. Thử nghiệm
Hệ thống này sẽ được triển khai ứng dụng tại Bảo tàng
theo mô hình sau:
Hình 8. Mô hình triển khai ứng dụng hệ thống
Để triển khai hệ thống, Bảo tàng cần phải có máy chủ
có định danh và đăng ký tên miền trên mạng Internet hoặc
thuê bao máy chủ ảo trên Cloud để đặt cơ sở dữ liệu và
phần mềm xử lý, trang web.
Nhân viên quản trị hệ thống sẽ quản lý việc cấp phát
các tài khoản, quyền truy cập vào hệ thống và các công việc
khác liên quan đến hệ thống.
Cán bộ Bảo tàng có trách nhiệm cập nhật, bổ sung dữ
liệu thuyết minh thường xuyên vào hệ thống để phục vụ
công tác thuyết minh tự động.
Người tham quan chỉ cần dùng thiết bị di động có chức
năng kết nối Internet (3G hoặc thông qua wifi của Bảo
tàng) và chụp ảnh để chụp hình QR Code gửi đến hệ thống
để nghe/xem thuyết minh.
Hiện tại, để thử nghiệm, nhóm tác giả cài đặt ứng dụng
trên trang web tại địa chỉ: http://qrcode.azurecloud.vn.
Giao diện cập nhật dữ liệu dành cho admin:
Hình 9. Giao diện chính dành cho admin
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 135
Người quản trị có thể duyệt qua danh sách các hiện vật
đã cập nhật vào hệ thống bằng cách dịch chuyển chuột hoặc
phím trên danh sách đã có.
Giao diện chính dành cho người dùng:
Hình 10. Giao diện dành cho người dùng
Người sử dụng có thể tải phần mềm để cài trên thiết bị
di động hoặc tra cứu và xem thông tin trực tiếp về hiện vật
trên giao diện web.
5. Kết luận
Nhóm tác giả đã nghiên cứu xây dựng và triển khai
thành công hệ thống thuyết minh đa ngữ tại Bảo tàng Đà
Nẵng. Ứng dụng này góp phần quan trọng vào việc nâng
cao chất lượng phục vụ khách tham quan tại Bảo tàng.
Trong thời gian đến, hướng phát triển sẽ là xây dựng
các tài liệu thuyết minh cho các ngôn ngữ khác như tiếng
Hàn, tiếng Nhật, tiếng Nga, ... Bên cạnh đó, sẽ tiếp tục
nghiên cứu các công nghệ mới liên quan đến IoT, robot để
ứng dụng trong lĩnh vực bảo tàng.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Trang web của Bảo tàng Đà Nẵng, http://baotangdanang.vn.
[2] Trang web của Cổng thông tin điện tử Đà Nẵng,
http://danang.gov.vn.
[3] Dương Thị Hằng, “Bảo tàng Phụ nữ Việt Nam - Một thập niên đổi
mới”, Tạp chí Di sản Văn hóa, Số 2(51), 2015, trang 92-96.
[4] Joe Waters, QR Codes for Dummies, published by For Dummies,
ISBN-10: 1118337034, ISBN-13: 978-1118337035, 2012.
[5] Chris Stewart, Bill Phillips, Android Programming, published by
Big Nerd Ranch, ASIN: B06VWNHT98, 2017.
[6] Matt Neuburg, Programming iOS 11: Dive Deep into Views, View
Controllers, and Frameworks, published by O'Reilly Media, ISBN:
1491999225, 2017.
(BBT nhận bài: 08/01/2018, hoàn tất thủ tục phản biện: 24/01/2018)
136 Nguyên Minh Thông, Đinh Tuấn, Pham Câm Nam
NGHIÊN CỨU KHẢ NĂNG HẤP PHỤ CỦA CÁC HỢP CHẤT XANTHONE
CÓ NGUỒN GỐC TỪ VỎ QUẢ MĂNG CỤT LÊN BỀ MẶT KIM LOẠI SẮT (Fe)
BẰNG PHƯƠNG PHÁP HÓA LƯỢNG TỬ VÀ MÔ PHỎNG ĐỘNG HỌC PHÂN TỬ
INVESTIGATION INTO ABSORPTION PERFORMANCE OF XANTHONES EXTRACTED
FROM GARCINIA MANGOSTANA ON IRON SURFACE USING THE QUANTUM
CHEMISTRY AND MOLECULAR DYNAMIC SIMULATION METHODS
Nguyên Minh Thông1, Đinh Tuấn2, Pham Câm Nam3 1Phân hiêu Đai hoc Đa Năng tai Kon Tum; [email protected]
2Trường Đai hoc Khoa hoc - Đai hoc Huế 3Trường Đai hoc Bach khoa - Đai hoc Đa Năng
Tóm tắt - Trong bài báo này, nhóm tác giả sử dụng phương pháp hóa lượng tử và mô phỏng động học phân tử để nghiên cứu khả năng hấp phụ của 14 hợp chất xanthone có nguồn gốc từ vỏ măng cụt lên bề mặt kim loai sắt. Các thông số lượng tử như EHOMO và ELUMO được tính toán và thảo luận để đánh giá khả năng ức chế ăn mòn của các hợp chất xanthone. Mô phỏng Monte Carlo được ứng dụng để tìm cấu hình hấp phụ bền nhất của các hợp chất ức chế ăn mòn trên bề mặt Fe(110). Năng lượng hấp phụ từ kết quả tính Monte Carlo của các hợp chất xanthone lên bề mặt của sắt trong cả pha khí và dung môi nước giảm theo thứ tự sau: 14 > 7 > 2 > 6 > 13 > 10 > 12 > 5 > 11 > 9 > 1 > 8 > 3 > 4. Hợp chất 14 là chất có tiềm năng ức chế ăn mòn hiệu quả nhất trong các hợp chất xanthone.
Abstract - In this article, quantum chemistry and molecular dynamic simulation methods are employed on 14 xanthone compounds extracted from garcinia mangostana in order to study their absorption effectiveness on iron surface. Quantum chemical parameters such as EHOMO and ELUMO have been calculated and discussed in detail to evaluate their inhibiting effectiveness. Adsorption energies and interaction configurations of xanthones on Fe(110) are obtained using the Monte Carlo simulations. The adsorption strength from the outputs of Monte Carlo simulations of the studied molecules on Fe(110) surface in vacuum and in the presence of water follow the trend: 14 > 7 > 2 > 6 > 13 > 10 > 12 > 5 > 11 > 9 > 1 > 8 > 3 > 4. Moreover, compound 14 is the best corrosion inhibitor among 14 xanthones extracted from garcinia mangostana.
Từ khóa - xanthone; ức chế ăn mòn; hóa lượng tử; măng cụt; mô phỏng động học phân tử.
Key words - xanthone; corrosion inhibitor; quantum chemistry; garcinia mangostana; molecular dynamic simulation.
1. Đặt vấn đề
Sự ăn mòn kim loại và các hợp kim khi có phản ứng
hóa học và điện hóa với các môi trường ăn mòn gây ra
nhiều thiệt hại đáng kể cho nền kinh tế quốc dân: ảnh
hưởng về kinh tế, ảnh hưởng đến tuổi thọ các công trình
xây dựng và an toàn khi sử dụng (cầu cống, máy bay,
động cơ, đường ống dẫn dầu…). Sử dụng chất ức chế ăn
mòn là phương pháp phổ biến được dùng để bảo vệ bề
mặt kim loại chống lại sự ăn mòn. Khi sử dụng chất ức
chế ăn mòn, ngoài các vấn đề về kỹ thuật, tính kinh tế cần
quan tâm đến tính độc của nó. Nhiều hợp chất hóa học có
khả năng ức chế sự ăn mòn kim loại rất hiệu quả, tuy
nhiên lại có giá thành cao, mặt khác có độc tính cao và
ảnh hưởng đến sức khỏe con người và môi trường. Trước
những vấn đề đó, xu hướng nghiên cứu sử dụng các nguồn
hợp chất hữu cơ thiên nhiên để làm chất ức chế ăn mòn
đã được nhiều nước quan tâm [1]. Một thế hệ mới các chất
ức chế ăn mòn được gọi là Green Corrosion Inhibitors
(chất ức chế ăn mòn xanh) bao gồm ascorbic acid [2],
succinic acid [3], tryptamine [4] và các hợp chất xanthone
chiết xuất từ vỏ măng cụt [5] được nghiên cứu. Hiệu quả
ức chế ăn mòn của các hợp chất hữu cơ này liên quan đến
khả năng hấp phụ của phân tử. Điều này phụ thuộc chủ
yếu vào đặc tính hóa lý của phân tử, thông số hóa lý phổ
biến nhất dùng để đánh giá khả năng hấp phụ của phân tử
là năng lượng orbital bị chiếm chỗ cao nhất (highest
occupied molecular orbital - HOMO) và năng lượng
orbital không bị chiếm chỗ thấp nhất (lowest unoccupied
molecular orbital – LUMO [6, 7].
Trong bài báo này, phương pháp hóa lượng tử và mô
phỏng động học phân tử được sử dụng để làm sáng tỏ hơn
về khả năng hấp phụ và xác định chất có tiềm năng ức chế
ăn mòn hiệu quả của 14 hợp chất xanthone có nguồn gốc
từ vỏ quả măng cụt. Cấu trúc của các hợp chất nghiên cứu
được biểu diễn ở Hình 1. Các hợp chất 1-14 được định danh
như sau: 8-hydroxycudraxanthone G (1) and
mangostingone [7-methoxy-2-(3-methyl-2-butenyl)-8-(3-
methyl-2-oxo-3-butenyl)-1,3,6-trihydroxyxanthone, 2], ,
cudraxanthone G (3), 8-deoxygartanin (4),
garcimangosone B (5), garcinone D (6), garcinone E (7),
gartanin (8), 1-isomangostin (9), α-mangostin (10),
γ-mangostin (11), mangostinone (12), smeathxanthone
A (13), and tovophyllin A (14) [8].
2. Phương pháp nghiên cứu
2.1. Phương pháp hóa lượng tử
Việc tối ưu hóa cấu trúc và tính tần số dao động được
thực hiện băng phương pháp B3LYP/6-31+G(d,p). Tất cả
các tính toán được thực hiện trên phần mềm Gaussian 09
(version A.02) [9]. Các thông số năng lượng của orbital phân
tử biên bao gồm năng lượng orbital bị chiếm chỗ cao nhất
(highest occupied molecular orbital - HOMO) và năng lượng
orbital không bị chiếm chỗ thấp nhất (lowest unoccupied
molecular orbital - LUMO) được tính ở cùng mức lý thuyết.
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 137
Hình 1. Các hợp chất xanthone có nguồn gốc
từ vỏ măng cụt
2.2. Phương pháp mô phỏng động học phân tử
Tương tác giữa các hợp chất xanthone và bề mặt
Fe(110) được thực hiện trong mô phỏng Monte Carlo với
phần mềm Material Studio 6.0 của công ty Bolivia–
Accelrys Inc., Hoa kỳ. Các trường lực COMPASS được sử
dụng cho các mô phỏng của tất cả các nguyên tử và cấu
trúc của các phân tử. Các mô phỏng sự tương tác của các
hợp chất xanthone đối với bề mặt Fe(110) đã thực hiện để
xác định dạng tương tác bền vững nhất của chúng dựa vào
các giá trị năng lượng hấp phụ.
3. Kết quả và thảo luận
3.1. Kết quả tính toán bằng hóa lượng tử
Cấu trúc hình học tối ưu và cấu trúc orbital HOMO-
LUMO các dẫn xuất xanthone tính ở mức lý thuyết
B3LYP/6-31+G(d,p) được trình bày ở Hình 2.
Cấu trúc orbital HOMO của phân tử cho biết các vị trí
có khả năng cho điện tử của phân tử. Trong đó, các vùng
không gian bao quanh mỗi nguyên tử (màu nâu và màu
xanh lá cây) tương ứng với các cấu trúc orbital HOMO tại
vị trí đó (Hình 2). Như vậy, vị trí có cấu trúc HOMO kích
thước càng lớn thì vị trí đó càng dễ cho điện tử và ngược
lại, vị trí có cấu trúc HOMO càng bé thì càng khó cho
điện tử. Đối với các hợp chất ức chế ăn mòn, khi hấp phụ
lên bề mặt kim loại, các phân tử chất ức chế có khả năng
cho điện tử vào các orbital–d trống của kim loại. Dựa vào
cấu trúc HOMO của các dẫn xuất xanthone, có thể nhận
thấy các dẫn xuất cấu trúc orbital HOMO có kích thước
lớn được phân bố chủ yếu ở vòng xanthone. Đây là các
vị trí có khả năng cho điện tử vào orbital–d trống của
kim loại.
Hình 2. Cấu trúc hình hoc tối ưu va cấu trúc orbital
HOMO-LUMO cac dẫn xuất xanthone tính ở mức lý thuyết
B3LYP/6-31+G(d,p)
Cấu trúc orbital LUMO cho biết các vị trí dễ nhận điện
tử của phân tử. Tương tự với cấu trúc HOMO, các vùng
không gian (có màu nâu và màu xanh lá cây) biểu diễn các
138 Nguyên Minh Thông, Đinh Tuấn, Pham Câm Nam
orbital LUMO của phân tử. Các vị trí có kích thước orbital
LUMO càng lớn, càng dễ nhận điện tử. Các vị trí có kích
thước LUMO càng bé càng khó nhận điện tử. Cấu trúc
LUMO của các dẫn xuất nghiên cứu được xác định trong
Hình 2 có hình dạng tương tự nhau: các vị trí dễ nhận điện
tử được phân bố đều trong vòng xanthone. Đây là các vị trí
dễ nhận điện tử của các dẫn xuất xanthone nghiên cứu khi
hấp phụ lên bề mặt Fe.
Đối với các hợp chất ăn mòn, quá trình hấp phụ chất ức
chế ăn mòn lên bề mặt kim loại vừa xảy ra quá trình các
chất ức chế, đẩy điện tử vào orbital–d trống của kim loại,
vừa xảy ra quá trình chuyển electron từ bề mặt kim loại vào
phân tử chất ức chế. Dựa vào cấu trúc HOMO và cấu trúc
LUMO của các dẫn xuất xanthone, ta dễ dàng nhận ra các
vị trí tương tác giữa chất ức chế ăn mòn đối với bề mặt kim
loại xảy ra chủ yếu tại vòng xanthone.
Các thông số lượng tử đánh giá khả năng ức chế ăn mòn
thu được từ tính toán lượng tử như năng lượng orbital bị
chiếm chỗ cao nhất (EHOMO) và năng lượng orbital không
bị chiếm chỗ thấp nhất (ELUMO) trong pha khí và dung môi
nước, được trình bày trong Bảng 1.
Bảng 1. Cac thông số hóa lượng tử của cac dẫn xuất xanthone
tính trong pha khí va dung môi nước (eV)bằng phương phap
B3LYP/6-31+G(d,p)
Hợp
chất
EHOMO (eV) ELUMO (eV) EHOMO (eV) ELUMO (eV)
Pha khí Dung môi nước
1 -5,91 -1,97 -6,09 -2,13
2 -5,62 -2,07 -5,83 -2,20
3 -6,07 -2,04 -6,15 -2,16
4 -6,09 -2,05 -6,15 -2,19
5 -5,83 -1,38 -5,99 -1,70
6 -5,65 -1,68 -5,84 -1,91
7 -5,60 -1,92 -5,76 -2,11
8 -6,06 -2,05 -6,14 -2,17
9 -5,87 -1,97 -6,02 -2,12
10 -5,75 -2,15 -5,87 -2,22
11 -5,85 -1,80 -6,00 -1,98
12 -5,82 -1,79 -5,99 -1,98
13 -5,65 -2,07 -5,85 -2,20
14 -5,55 -1,68 -5,74 -1,90
EHOMO và ELUMO là hai thông số quan trọng để đánh
giá khả năng ức chế ăn mòn. Giá trị EHOMO dùng để đánh
giá khả năng cho điện tử của phân tử. Một phân tử có giá
trị EHOMO càng lớn, phân tử đó càng dễ cho điện tử [6, 7].
Theo Bảng 1, hợp chất 14 là chất dễ cho điện tử nhất với
giá trị EHOMO lần lượt là –5,55eV và –5,74eV trong pha
khí và dung môi nước. Trong khi đó, hợp chất 4 là chất
khó cho điện tử nhất với giá trị EHOMO lần lượt là –6,09
eV và –6,15 eV trong pha khí và dung môi nước.Chiều
giảm dần giá trị EHOMO của các dẫn xuất xanthone là: 14
> 7 > 2 > 6 > 13 > 10 > 12 > 5 > 11 > 9 > 1 > 8 > 3 > 4.
Đây cũng là chiều giảm khả năng ức chế ăn mòn kim loại
theo giá trị EHOMO. Kết quả trong dung môi nước cũng cho
ta dự đoán khả năng ức chế như trong pha khí.
Giá trị ELUMO cũng là một đại lượng để đánh giá khả
năng ức chế ăn mòn của các chất ức chế ăn mòn. Giá trị
ELUMO cho biết năng lượng của orbital không bị chiếm chỗ
thấp nhất. Giá trị ELUMO càng bé, phân tử càng dễ nhận
điện tử [6, 7]. Hợp chất 10 là chất dễ nhận điện tử nhất
trong số các dẫn xuất xanthone được nghiên cứu, với giá
trị ELUMO lần lượt là –2,15 eV và –2,22 eV trong pha khí
và dung môi nước. Ngược lại, hợp chất 5 là chất có ELUMO
cao nhất, do đó khả năng nhận điện tử của hợp chất 5 là
thấp nhất với giá trị ELUMO lần lượt là –1,38 eV và –1,70
eV. Dựa vào ELUMO, khả năng ức chế của các chất ăn mòn
giảm theo chiều như sau: 10 > 2 > 13 > 4 > 8 > 3 > 1 > 9
> 7 > 11 > 12 > 6 > 14 > 5. Các kết quả trong pha khí và
trong dung môi nước thu được đều đưa ra một nhận xét
tương đương.
Đối với khả năng ức chế ăn mòn kim loại, các chất ức
chế hoạt động như một bazơ Lewis [10]. Điều này có nghĩa
là các phân tử có tiềm năng ức chế ăn mòn kim loại tốt là
các phân tử có khả năng cho điện tử vào các orbital–d trống
của kim loại để hình thành liên kết và hấp phụ lên bề mặt
kim loại. Như vậy, theo tiêu chí này, giá trị EHOMO đóng vai
trò quan trọng hơn trong việc đánh giá khả năng ức chế ăn
mòn kim loại của các dẫn xuất xanthone. Vì vậy, khả năng
ức chế ăn mòn của các dẫn xuất nghiên cứu được sắp xếp
theo chiều tăng dần như sau: 4< 3< 8 < 1< 9 < 11 < 5 < 12
< 10 < 13 < 6 < 2 < 7 < 14.
3.2. Kết quả tính toán bằng mô phỏng động học phân tử
trong pha khí
Bảng 2. Năng lượng hấp phụ của cac xanthone nghiên cứu
lên bề mặt Fe(110) sử dụng mô phỏng Monte Carlo
(đơn vị: kcal/mol)
Tương tác Năng lượng hấp phụ
Fe(110)/1 -204,088
Fe(110)/2 -224,391
Fe(110)/3 -196,943
Fe(110)/4 -194,482
Fe(110)/5 -212,392
Fe(110)/6 -221,328
Fe(110)/7 -228,225
Fe(110)/8 -201,196
Fe(110)/9 -207,479
Fe(110)/10 -215,810
Fe(110)/11 -207,911
Fe(110)/12 -213,365
Fe(110)/13 -216,432
Fe(110)/14 -232,146
Mô phỏng động học phân tử sử dụng mô phỏng Monte
Carlo được thực hiện để đánh giá khả năng hấp phụ của
14 hợp chất xanthone lên bề mặt Fe(110). Các kết quả về
năng lượng hấp phụ được cho trong Bảng 2. Hình 3 cho cái
nhìn trực quan về tương tác hấp phụ bền nhất của mỗi hợp
chất xanthone lên bề mặt Fe(110).
Quan sát Hình 3, có thể thấy răng tất các các phân tử
xanthone đều hấp phụ lên bề mặt kim loại Fe(110) theo
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 139
tương tác mặt, có nghĩa là bề mặt vòng xanthone gần như
song song với bề mặt kim loại khi tương tác hấp phụ. Đây
là lý do các giá trị năng lượng hấp phụ của các dẫn xuất
này đều có giá trị âm rất cao. Giá trị hấp phụ có năng lượng
thấp chứng tỏ năng lượng tương tác giữa các hợp chất
xanthone so với bề mặt kim loại có giá trị cao. Điều này có
nghĩa là giữa các hợp chất xanthone và bề mặt kim loại đã
hình thành tương tác hấp phụ bền vững [10, 11]. Năng
lượng hấp phụ có giá trị cao nhất (âm thấp nhất) là –
194,482 kcal/mol của hợp chất 4 và thấp nhất (âm nhất) là
–232,146 kcal/mol của hợp chất 14. Giá trị năng lượng hấp
phụ bề mặt Fe(110) của 12 hợp chất còn lại có giá trị từ –
196,943 đến –228,225 kcal/mol. Như vậy, giá trị năng
lượng tương tác, khả năng ức chế ăn mòn của các hợp chất
xanthone đối với bề mặt Fe(110) giảm dần theo chiều như
sau: 14> 7 > 2 > 6 > 13 > 10 > 12 > 5 > 11 > 9 > 1 > 8 > 3
> 4. Điều này cũng cho thấy răng, hợp chất 14 có khả năng
hấp phụ rất mạnh lên bề mặt kim loại sắt và do đó nó khả
năng ức chế ăn mòn kim loại rất tốt.
Hình 3. Cac kiểu tương tac hấp phụ bền nhất của 14 hợp chất
xanthone lên bề mặt Fe(110) sử dụng mô phỏng Monte Carlo
trong pha khí
3.3. Tính toán bằng mô phỏng động học phân tử trong
dung môi nước
Để giả định về môi trường ăn mòn thực tế, nhóm tác giả
xem xét sự ảnh hưởng của các phân tử nước được thêm vào
trong mô phỏng Monte Carlo. Các kiểu tương tác hấp phụ
bền nhất của 14 hợp chất xanthone lên bề mặt Fe(110) sử
dụng mô phỏng Monte Carlo trong dung môi nước được
mô tả ở Hình 4.
Hình 4. Cac kiểu tương tac hấp phụ bền nhất của 14 hợp chất
xanthone lên bề mặt Fe(110)/50 H2O sử dụng mô phỏng
Monte Carlo
Bảng 3. Năng lượng hấp phụ của cac xanthone nghiên cứu lên
bề mặt Fe(110)/50H2O sử dụng mô phỏng Monte Carlo
(đơn vị: kcal/mol)
Tương tác Năng lượng hấp
phụ của xanthone
Năng lượng hấp
phụ của H2O
Fe(110)/1/50H2O -202,358 -14,651
Fe(110)/2/50H2O -225,513 -11,445
Fe(110)/3/50H2O -201,255 -8,341
Fe(110)/4/50H2O -195,202 -12,059
Fe(110)/5/50H2O -214,08 -13,312
Fe(110)/6/50H2O -219,894 -10,181
Fe(110)/7/50H2O -234,104 -12,463
Fe(110)/8/50H2O -201,665 -15,500
Fe(110)/9/50H2O -209,023 -5,226
Fe(110)/10/50H2O -216,243 -16,051
Fe(110)/11/50H2O -211,772 -8,693
Fe(110)/12/50H2O -215,228 -8,908
Fe(110)/13/50H2O -218,693 -7,203
Fe(110)/14/50H2O -236,865 -15,020
Quan sát Hình 4 cho thấy tất cả chất ức chế ăn mòn hấp
phụ ở vị trí gần như song song với bề mặt của Fe(110) để
tối đa hóa sự tiếp xúc bề mặt và tăng cường độ che phủ bề
mặt. Các giá trị năng lượng hấp phụ của các xanthone
140 Nguyên Minh Thông, Đinh Tuấn, Pham Câm Nam
nghiên cứu lên bề mặt Fe(110)/50H2O sử dụng mô phỏng
Monte Carlo được trình bày ở Bảng 3. Nhiều nghiên cứu
đã chứng minh cơ chế chính của sự tương tác giữa chất ức
chế ăn mòn với sắt là do sự hấp phụ [10, 12]. Vì vậy, năng
lượng hấp phụ chính là công cụ trực tiếp giúp chúng ta có
thể đánh giá được khả năng ức chế ăn mòn của các hợp chất
hữu cơ. Năng lượng hấp phụ của các hợp chất xanthone lên
bề mặt của sắt trong sự có mặt của dung môi nước giảm
theo thứ tự sau: 14> 7 > 2 > 6 > 13 > 10 > 12 > 5 > 11 > 9
> 1 > 8 > 3 > 4. Trật tự sắp xếp này có cùng xu hướng với
pha khí. Giá trị năng lượng hấp phụ càng âm thì hệ càng
bền và sự hấp phụ của chất ức chế ăn mòn lên bề mặt của
sắt càng mạnh. Trong tất cả các trường hợp thì năng lượng
hấp phụ của các hợp chất xanthone cao hơn rất nhiều so với
năng lượng hấp phụ của nước (Bảng 3). Điều này cho thấy
khả năng thay thế dần các phân tử nước trên bề mặt sắt
băng chất ức chế ăn mòn để hình thành một lớp ổn định có
thể bảo vệ sắt khỏi sự ăn mòn trong môi trường nước.
4. Kết luận
Kết quả phân tích cấu trúc các orbital biên HOMO và
LUMO cho thấy vị trí tương tác giữa chất ức chế ăn mòn
đối với bề mặt kim loại xảy ra chủ yếu tại vòng xanthone.
Khả năng cho và nhận điện tử được đánh giá thông qua các
thông số lượng tử EHOMO và ELUMO. Trong đó, giá trị EHOMO
đóng vai trò quan trọng hơn trong việc đánh giá khả năng
ức chế ăn mòn kim loại của các dẫn xuất xanthone. Mô
phỏng động học phân tử được thực hiện trên bề mặt
Fe(110) cho thấy các hợp chất nghiên cứu đều tương tác
hấp phụ ở vị trí gần như song song với bề mặt của Fe(110).
Tất cả các giá trị năng lượng hấp phụ trong pha khí và dung
môi nước đều âm, điều này chứng tỏ quá trình hấp phụ là
tự diễn biến và hình thành tương tác hấp phụ bền vững.
Khả năng ức chế ăn mòn lên bề mặt Fe(110) của các hợp
chất này theo chiều như sau: 14 > 7 > 2 > 6 > 13 > 10 > 12
> 5 > 11 > 9 > 1 > 8 > 3 > 4 trong cả pha khí và dung môi
nước. Đây cũng là chiều giảm khả năng ức chế ăn mòn kim
loại tính theo phương pháp hóa lượng tử. Do đó, hợp chất
14 là chất có tiềm năng ức chế ăn mòn hiệu quả nhất trong
các hợp chất xanthone.
Lơi cám ơn: Nghiên cứu này được tài trợ bởi Quỹ
Khoa học và Công nghệ của Phân hiệu Đại học Đà Nẵng
tại Kon Tum với mã số PH-2016-04.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Martinod, A., et al., “Progressing the understanding of chemical
inhibition of mineral scale by green inhibitors”, Desalination, 220(1-3), 2008, pp. 345-352.
[2] Ferreira, E.S., et al., “Evaluation of the inhibitor effect of l-ascorbic
acid on the corrosion of mild steel”, Materials Chemistry and
Physics, 83(1), 2004, pp. 129-134.
[3] Amin, M.A., et al., “The inhibition of low carbon steel corrosion in
hydrochloric acid solutions by succinic acid”, Electrochimica Acta, 52(11), 2007, pp. 3588-3600.
[4] Moretti, G., F. Guidi, and G. Grion, “Tryptamine as a green iron
corrosion inhibitor in 0.5 M deaerated sulphuric acid”, Corrosion
Science, 46(2), 2004, pp. 387-403.
[5] Kumar, K.P.V., M.S.N. Pillai, and G.R. Thusnavis, “Pericarp of the
Fruit of Garcinia Mangostana as Corrosion Inhibitor for Mild Steel
in Hydrochloric Acid Medium”, Portugaliae Electrochimica Acta, 28(6), 2010, pp. 373-383.
[6] Gece, G., “The use of quantum chemical methods in corrosion
inhibitor studies”, Corrosion Science, 50(11), 2008, pp. 2981-2992.
[7] Khalil, N., “Quantum chemical approach of corrosion inhibition”,
Electrochimica Acta, 48(18), 2003, pp. 2635-2640.
[8] Jung, H.A., et al., “Antioxidant xanthones from the pericarp of
Garcinia mangostana (Mangosteen)”, J. Agric Food Chem, 54(6),
2006, pp. 2077-82.
[9] Frisch, M., et al., Gaussian 09, revision a. 02, gaussian, Inc.,
Wallingford, CT, 2009, 200.
[10] Obot, I.B., et al., “Density Functional Theory (DFT) modeling and
Monte Carlo simulation assessment of inhibition performance of
some carbohydrazide Schiff bases for steel corrosion”, Physica E: Low-dimensional Systems and Nanostructures, 80, 2016, pp. 82-90.
[11] Ansari, K.R., et al., “Corrosion inhibition of N80 steel in 15% HCl
by pyrazolone derivatives: Electrochemical, surface and quantum
chemical studies”, RSC Adv., 6(29), 2016, pp. 24130-24141.
[12] Oguzie, E.E., et al., “Understanding corrosion inhibition
mechanisms-experimental and theoretical approach”, RSC
Advances, 1(5), 2011, pp. 866-873.
(BBT nhận bai: 08/11/2017, hoan tất thủ tục phản biên: 07/12/2017)
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 141
PHÂN TÍCH THÀNH PHẦN HÓA HỌC TRONG ĐÀI HOA BỤP GIẤM TƯƠI
TRỒNG TẠI ĐẮK LẮK (HIBISCUS SABDARIFFA L.) BẰNG PHƯƠNG PHÁP
KHỐI PHỔ PHÂN GIẢI CAO
A STUDY ON CHEMICAL COMPONENTS OF FRESH ROSELLE PETALS
(HIBISCUS SABDARIFFA L.) PLANTED IN DAK LAK BY HR-MS
Phùng Văn Trung1, Phạm Hồng Ngọc1, Nguyễn Thị Hồng Thắm1,
Ngọ Thị Phương2, Lê Ngọc Hùng1, Lê Minh Hà2* 1Trung tâm Nghiên cứu và Chuyển giao công nghệ, Viện Hàn lâm Khoa học và Công nghệ Việt Nam
2Viện Hóa học các hợp chất thiên nhiên, Viện Hàn lâm Khoa học và Công nghệ Việt Nam; [email protected]
Tóm tắt - 61 hợp chất đã được phát hiện có mặt trong cao tổng cồn/nước đài hoa bụp giấm tươi trồng tại Buôn Ma Thuột, Đắk Lắk bằng việc sử dụng kỹ thuật sắc ký lỏng phân giải cao ghép nối khối phổ. Các nhóm hợp chất chính có mặt trong cao chiết là amino axit và amin (chiếm 36,44%), các axit hữu cơ (chiếm 12,65%), các hợp chất phenol (chiếm 21,85%), đường và dẫn xuất đường (chiếm 1,48%) và một số nhóm hợp chất khác. Ngoài ra, cũng xác định được hàm lượng tổng polyphenol và flavonoid (tương ứng là 7,09 mg GEA/g và 3,45 mg GE/g) trong cao tổng cồn nước đài hoa bụp giấm tươi. Kết quả đánh giá hoạt tính chống oxy hóa của cao chiết cồn nước theo phương pháp bắt gốc tự do DPPH cho thấy, cao chiết thể hiện tác dụng chống oxy hóa với giá trị SC50 là 128,2 µg/ml. Đây là những công bố bước đầu về kết quả nghiên cứu thành phần hóa học và hoạt tính chống oxy hóa của đài hoa bụp giấm tươi trồng tại Đắk Lắk.
Abstract - In this study we evaluate the chemical content of fresh roselle petals planted in Buon Ma Thuot, Dak Lak. Its ethanol/water extract is analyzed by HPLC – HRMS. It is found that the extract contains 61 compounds mainly grouped as amino acid and amines (36.44%), organic acids (12.65%), phenol (21.85%), glycoside and derivates (1.48%) and other groups. The quantity of total polyphenol and quantity of total flavonoids content are respectively 7.09 mg GAE/g and 3.45 mg GE/g. Results of the antioxidant activity of water – ethanol extracts by DPPH radical scavenging show that antioxidant activity has SC50 value of 128.2 μg/ml. These are the initial reports on chemical composition and antioxidant activity of fresh roselle petals planted in Dak Lak.
Từ khóa - Hibiscus sabdariffa; bụp giấm; khối phổ phân giải cao phân tích hóa học; chống oxy hóa
; Key words - Hibiscus Sabdariffla; roselle; HR-MS; chemical analysis; antioxidant
1. Đặt vấn đề
Cây Bụp giấm (Hibiscus sabdariffla L.) thuộc họ Bông
(Malvaceae) được du nhập vào Việt Nam từ châu Phi và đã
được trồng tại miền Bắc và Tây Nguyên. Về hóa học đã
xác định được thành phần chính có hoạt tính sinh học quý
trong đài hoa bụp giấm là các anthocyanin khoảng 1,5% và
một ít sắc tố khác; lên tới 12% là các polyphenol và các
flavonoid; các axit hữu cơ khoảng 15-30%; các vitamin A,
B1, B2, C, E, F và nhiều loại khoáng chất như sắt, đồng,
canxi, magie, kẽm… [1]. Hiện nay, ở Việt Nam, việc sử
dụng kỹ thuật sắc ký lỏng phân giải cao (ví dụ: model
Ultimate 3000 RSLC) ghép nối khối phổ phân giải cao (ví
dụ: model Q Exactive Focus của Thermo Scientific – Mỹ,
sử dụng công nghệ bẫy quay – orbitrap hay model X500R
theo công nghệ thời gian bay – TOF của ABSciex – Mỹ)
để phân tích định tính các hợp chất tự nhiên dựa trên số
khối (m/z) của các ion mẹ (MS) và ion con (phân mảnh
bằng va chạm MS/MS) bằng thư viện dữ liệu phổ (HRAM
MS2 Spectral Libratory Match-mzCloud) còn chưa được
ứng dụng nhiều, do mới được đầu tư về trang thiết bị và
các phần mềm phân tích, xử lý số liệu. Trong khi đó, trên
thế giới, các kỹ thuật này đã sử dụng từ rất lâu và rất có
hiệu quả trong việc phát hiện và phân tích các thành phần
hoạt chất trong các bộ phận của cây dược liệu. Trong bài
báo này, nhóm tác giả công bố các kết quả đạt được ban
đầu về thành phần hóa học của các hợp chất có mặt trong
cao tổng chiết cồn/nước đài hoa bụp giấm tươi trồng tại
Đắk Lắk, hàm lượng tổng polyphenol và flavonoid cùng
với hoạt tính chống oxy hóa của đài hoa bụp giấm bằng
phương pháp bắt gốc tự do DPPH (sử dụng chất chuẩn tạo
gốc tự do là 2,2-Diphenyl-1-picrylhydrazyl theo phương
pháp của MacDonald và cộng sự [9]).
2. Thực nghiệm và phương pháp nghiên cứu
2.1. Vật liệu
Nguyên liệu: Mẫu đài hoa bụp giấm tươi (Hibiscus
sabdariffla Linn) được trồng tại Công ty Năng lượng xanh
(Buôn Ma Thuột, Đắk Lắk) và được thu vào tháng 9 năm
2016, được xác định tên khoa học bởi GS. Kit Chin (Đại
học Lousiana, Mỹ). Mẫu tiêu bản được lưu tại Phòng Hóa
dược, Viện Hóa học các hợp chất thiên nhiên, trực thuộc
Viện Hàn lâm Khoa học và Công nghệ Việt Nam (VAST).
Hóa chất: Ammonium format, methanol, nước, axít
formic dùng cho phân tích HPLC (sắc ký lỏng hiệu năng
cao) từ hãng Fisher Scientific. Chất chuẩn: Chất chuẩn để
phân tích quang phổ bao gồm ninhydrin (98%), gallic acid
(97,5%), dung dịch chuẩn phenol folin – ciocalteu 2 N và
muối natri cacbonat (99,8%) được đặt mua từ hãng Sigma
Aldrich (St. Louis, MO, Mỹ). Dung dịch chuẩn phenol
folin – ciocalteu được pha với nước cất để có hàm lượng
10 % theo thể tích. Dung dịch chuẩn ninhydrin được pha
với nước cất để có hàm lượng theo khối lượng/thể tích là
2%. Chất chuẩn để phân tích khoáng chất bao gồm 65%
HNO3, 30% H2O2, và 100ppm chất chuẩn của Fe, Cu, Mg,
Zr từ hãng Merck (Đức). Nước loại ion được sử dụng trong
nghiên cứu này.
Thiết bị sử dụng: Hệ thống sắc ký lỏng phân giải cao
ghép nối khối phổ phân giải cao bao gồm sắc ký lỏng
Ultimate 3000 RSLC, khối phổ phân giải cao Q Exactive
142 Phùng Văn Trung, Phạm Hồng Ngọc, Nguyễn Thị Hồng Thắm, Ngọ Thị Phương, Lê Ngọc Hùng, Lê Minh Hà
Focus Orbitrap MS (Thermo Scientific), thiết bị quang phổ
UV-VIS model Cary 60 (Agilent Technologies) và
ICP-MS 7900 (Agilent Technologies).
Điều kiện phân tích HPLC: Phân tích HPLC được thực
hiện trên Ultimate 3000 RSLC với đầu dò khối phổ phân
giải cao QTOF (Thermo Scientific, Mỹ). Thực hiện phân
tách trên cột Thermo Scientific Hypersil GOLD™ aQ
Polar Endcapped cột C18, 1,9 µm, 2,1 mm × 100 mm. Pha
động gồm 4 mM ammonium format pha trong dung dịch
0,1% axít formic (dung môi A) và 4 mM ammonium
format pha trong dung dịch methanol 0,1% axít formic
(dung môi B). Chương trình gradient như sau: 0 – 1 phút:
5% (B), 1 – 7 phút: 98% (B), 7 – 10 phút: 98% (B), 10,1 –
13 phút: 5% (B). Nhiệt độ: 30°C. Thể tích tiêm mẫu: 10
µL. Tốc độ dòng: 300 µL/min.
Điều kiện chạy cho khối phổ phân giải cao Q Exactive
Focus Orbitrap MS: Khối phổ tứ cực - phân giải cao
(Quadrupole-Orbitrap MS) sử dụng nguồn ion hóa H-ESI
(ion hóa phun điện tử được gia nhiệt) với điện áp phun:
4.500 V (positive), -4.000 V (negative), nhiệt độ của bộ hóa
hơi: 40°C, nhiệt độ ống chuyển ion: 275°C. Lưu lượng khí
phun: 40 unit, lưu lượng khí hỗ trợ: 15 unit. Sử dụng
phương pháp scan sàng lọc hợp chất: FS-ddMS2 (Full Scan
+ Data-dependent MS/MS). Độ phân giải toàn dải quét:
70.000 FWHM tại m/z 200. Độ phân giải MS/MS: 17.500
FWHM tại m/z 200. Dải scan: m/z 100 đến 1.000. Phân cực
riêng. Tự động xử lý 10 tín hiệu phụ thuộc lớn nhất. Năng
lượng va chạm được chuẩn hóa: được chia bậc với ba mức
10, 30 và 60. Precursor isolation width: 1,2 m/z. Tự động
thực hiện MS/MS trên ngưỡng cường độ: 1,5E4.
Phần mềm sử dụng: Phần mềm Thermo Scientific
Compound Discoverer 2.0.
Xử lý dữ liệu: Các hợp chất được xác định dựa trên
mzCloud bằng việc ghép nối khối phổ MS/MS từ thư viện
dữ liệu phổ HRAM MS2 Spectral Libratory Match-
mzCloud. Các dữ liệu chưa xử lý của dung môi blank và
các mẫu chưa xác định đã được xử lý và phát hiện các đặc
tính (các hợp chất giả định được đặc trưng bởi số khối của
chúng) trong dữ liệu MS đầy đủ và ID giả định được chỉ
định cho các tính năng này bằng cách tìm kiếm số khối
chính xác và phổ MS/MS dựa vào thư viện phổ mzCloud.
Các dữ liệu chưa xử lý từ phân cực dương (positive) và âm
(negative) được xử lý riêng.
2.2. Phương pháp tiến hành
2.2.1. Chuẩn bị mẫu và xác định độ ẩm trong đài hoa bụp giấm
Chiết xuất cao tổng cồn/nước: Đài hoa bụp giấm tươi
(100 gram) được cắt thành mảnh nhỏ và ngâm chiết trong
500 ml cồn : nước (7:3), siêu âm ở 50°C trong 20 phút. Lọc
thu dịch chiết và quá trình chiết được lặp lại 3 lần. Gộp dịch
chiết và quay cất chân không để loại kiệt dung môi, thu
được cao tổng cồn nước, ký hiệu HS.
Xác định độ ẩm trong đài hoa bụp giấm theo phương
pháp sấy, thử theo DĐVN IV, phụ lục 9.6 [8]. Mẫu đài hoa
bụp giấm được cho vào chén cân dùng để xác định độ ẩm,
có nắp và đã được cân bì trước 5 - 10g mẫu thử. Cho chén
chứa mẫu thử (đã mở nắp) vào tủ sấy, sấy ở nhiệt độ 100 –
105°C trong 1 giờ. Cho chén vào bình hút ẩm đến khi
nguội. Đậy nắp và cân. Làm lại nhiều lần đến khi chênh
lệch trọng lượng giữa 2 lần cân không vượt quá 0,5mg.
Độ ẩm (A%) của đài hoa bụp giấm được tính theo công
thức: A% = (T-S)/Px100, trong đó T: số gam của mẫu thử
trước khi sấy và S: số gam của mẫu thử sau khi sấy.
2.2.2. Khảo sát định tính thành phần hóa học
Việc khảo sát thành phần hóa học được thực hiện bằng
các phương pháp khối phổ. Hệ thống khối phổ phân giải
cao Q Exactive Focus Orbitrap MS (Thermo Scientific), và
so sánh số liệu phổ với tài liệu tham khảo [2].
2.2.3. Phân tích tổng polyphenol bằng phương pháp
Ainsworth và Gillespie [3]
Trong bình cầu 25 ml hòa tan 1,0 mg cao tổng chiết
cồn/nước đài hoa bụp giấm trong 1 ml nước cất ở 80°C
trong 30 phút. Dung dịch trên được trộn với 200 µL dung
dịch thuốc thử phenol Folin – Ciocalteu 10% theo thể tích
và dung dịch natri cacbonat 700 mmol/L. Các dung dịch
mẫu, mẫu chuẩn và mẫu trắng được ghi phổ trên máy
UV-VIS Cary 60 ở bước sóng 765 nm. Axit gallic là chất
chuẩn có khoảng nồng độ chuẩn từ 10 – 150 µL với hệ số
điều chỉnh Pearson R2 là 0,998 và kết quả định lượng được
tính tương đương theo mg axit gallic (mg GAE).
2.2.4. Phân tích tổng flavonoid bằng phương pháp thuốc
thử Neu [4]
Trong bình cầu 25 ml cho 1 ml dung dịch 25 mg cao
tổng chiết cồn/nước đài hoa bụp giấm hòa tan trong 1 ml
nước cất ở 80°C trong 30 phút. Sau 24 giờ, lấy 0,5 ml dung
dịch và đưa vào 100 µl dung dịch thuốc thử Neu. Các dung
dịch được ghi bằng thiết bị phổ kế UV-VIS ở bước sóng
404 nm. Dung dịch chuẩn chứa quercetin có nồng độ 0,05
mg/ml được đo với cùng nồng độ dung dịch thuốc thử Neu
để so sánh. Hàm lượng flavonoid định lượng được tính
tương đương theo mg quercetin (mg QE/g cao chiết) theo
công thức C= (0,05 x Achiet/Aquer) x 100/Cchiet (%)
trong đó Achiet và Aquer lần lượt là cường độ hấp thụ của
mẫu chiết và mẫu quercetin chuẩn, Cchiet là nồng độ cao
tổng chiết cồn/nước đài hoa bụp giấm (25 mg/ml). Dung
dịch chuẩn Neu được pha bằng cách hòa tan 1 g ete của
diphenylboric acid và β-ethylamino trong 100 ml cồn
metanol tuyệt đối.
2.2.5. Đánh giá hoạt tính chống oxy hóa bằng phương
pháp bắt gốc tự do DPPH [5]
Hoạt tính chống oxy hóa của đài hoa bụp giấm được
xác định bằng phương pháp bắt gốc tự do DPPH. Dung môi
phản ứng tối ưu là EtOH và MeOH. Pha dung dịch DPPH
0,6 mM trong MeOH. Mẫu đài hoa bụp giấm được pha
trong MeOH và có nồng độ trong khoảng 5 µg/ml -
24 µg/ml. Lấy 0,5 ml mẫu thử ở các nồng độ khảo sát cho
phản ứng với 0,5 ml dung dịch DPPH. Thêm MeOH vừa
đủ 10 ml (hệ số pha loãng là 20). Hỗn hợp sau khi pha được
để ở nhiệt độ phòng 30 phút. Độ hấp thụ cực đại nằm ở
bước sóng 515 nm. Thời gian đo độ hấp thụ phụ thuộc vào
hàm lượng mẫu đem phản ứng và nhóm tác giả chọn để
mẫu phản ứng 30 phút trước khi đo. Mỗi mẫu được đo 3
lần. Phần trăm ức chế gốc tự do DPPH được tính theo công
thức: I (%) = (Ab – As)/Ab × 100; trong đó Ab là độ hấp
thụ của dung dịch DPPH trong MeOH, As là độ hấp thụ
của dung dịch DPPH còn lại sau phản ứng.
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 143
3. Kết quả nghiên cứu và bình luận
3.1. Độ ẩm mẫu đài hoa bụp giấm tươi
Kết quả xác định độ ẩm của đài hoa bụp giấm tươi
được thể hiện ở Bảng 1. Kết quả cho thấy đài hoa bụp
giấm tươi có độ ẩm trung bình là 89,86% so với khối
lượng đài tươi. Lượng nước cao trong đài hoa bụp giấm
tươi có ảnh hưởng nhiều đến công nghệ chế biến thành
các sản phẩm thực phẩm như trà khô, mứt và đặc biệt là
rượu vang hoa bụp giấm.
Bảng 1. Độ ẩm mẫu đài hoa bụp giấm tươi
Mẫu
Khối lượng mẫu
tươi – Giá trị
trung bình (g)
Khối lượng mẫu
khô – Giá trị trung
bình (g)
Độ ẩm – Giá trị
trung bình (%)
Đài hoa bụp
giấm 10,119 1,026 89,86
3.2. Kết quả xác định thành phần hóa học của cao tổng
chiết cồn/nước đài hoa bụp giấm tươi Đắk Lắk bằng phổ
khối phân giải
Bằng phương pháp sắc ký lỏng ghép nối khối phổ phân
giải cao, nhóm tác giả tách các hợp chất trên cột sắc ký
bằng thiết bị sắc ký lỏng và định danh các hợp chất được
tách trong sắc ký đồ khối phổ bằng phổ khối ion mẹ MS và
ion con MS/MS (Hình 1).
Hình 1. Các bước định danh trong sắc ký đồ khối phổ từ
phổ khối ion mẹ MS và ion con MS/MS
Kết quả đã xác định được sự có mặt của 61 hợp chất
được phân trong các nhóm chất trong cao tổng chiết
cồn/nước đài hoa bụp giấm tươi Đắk Lắk.
Hình 2. Sắc ký đồ cao tổng chiết cồn/nước đài hoa bụp
giấm tươi Đắk Lắk
Thành phần hóa học định tính và thành phần phần trăm
tổng (theo diện tích pic) của cao tổng chiết cồn/nước đài
hoa bụp giấm (Hibiscus sabdariffa L.) được thể hiện ở
Hình 2 và Bảng 2. Kết quả cho thấy trong cao chiết cồn
nước chứa các nhóm flavonoid, polyphenol, amino axít,
axít hữu cơ, đường và dẫn xuất đường, hydrocacbon,
muối… Trong đó, các amino axit và amin chiếm tỷ lệ cao
nhất (36,44%), tiếp đến là các axit hữu cơ (12,65%),
flavonoid (2,31%), polyphenol (21,85%), este (0,22%),
alkaloid (2,78), hydrocacbon (0,03%), muối (17,30%) và
còn lại là các nhóm hợp chất khác.
Bảng 2. Thành phần hóa học cao tổng cồn/nước
đài hoa bụp giấm tươi Đắk Lắk
TT Tên chất Tỷ lệ % KLPT
Thời
gian
lưu
phút
Nhận
danh
Mz
Cloud
Đường và dẫn xuất
của đường 1,48
1 D-(+)-Mannose 1,23 180,063 0,82 93
2 D-(-)-Lyxose 0,25 150,0525 0,99 89 Flavonoid 2,31
3 Epigallocatechingallate 0,01 458,0836 4,69 72
4 Rutin 0,19 610,1526 5,7 92
5 Myricetin 0,37 318,0371 5,96 90
6 Quercetin 1,43 302,0422 6,39 91
7 Quercetin-3β-D-
glucoside 0,17 464,0951 5,71 82
8 Luteolin 0,14 286,0474 6,77 81 Alkaloid 2,78
9 Trigonelline 2,78 137,0475 0,89 91 Hydrocacbon 0,03
10 1,2,3,4-tetramethyl-
1,3-cyclopentadiene 0,03 122,1094 4,79 77
Amino acid và amin 36,44
11 N-Methyl-D-aspartic
acid (NMDA) 0,49 147,053 0,84 80
12 L-Norleucine 1,30 131,0945 0,86 76
13 Betaine 34,03 117,0788 1,01 92
14 Paracetamol 0,05 151,0632 1,5 92
15 L-Phenylalanine 0,10 165,0789 2,69 95
16 2-Amino-1,3,4-
octadecanetriol 0,34 317,2929 8,23 86
17 Prolylleucine 0,08 228,1472 1,42 89
18 D-Sphingosine 0,05 299,2825 8,44 71 Acid hữu cơ 12,65
19 2-Oxoglutaric acid 8,86 146,0212 0,88 78
20 DL-Malic acid 1,54 134,0212 0,89 95
21 Methylmalonic acid 0,15 118,0264 0,9 89
22 6-Hydroxypicolinic acid 0,08 139,0266 1,48 87
23 3-Hydroxy-3-
methylglutaric acid 0,12
162,0524 1,61 86
24 Thymidine 5'-
diphosphate 0,27
402,0229 2,24 75
25 Gentisic acid 0,22 154,0264 3,6 93
26 Isophthalic acid 0,02 166,0263 4,16 93
27 2-(Acetylamino)
hexanoic acid 0,01 173,105 4,55 86
28 2-Methylbenzoic acid 0,05 136,0522 4,72 83
29 Caffeic acid 0,53 180,042 4,72 95
30 2,4-dihydroxybenzoic
acid 0,09 154,0264 4,89 74
31 4-Anisic acid 0,01 152,0471 5,04 77
32 Benzoic acid 0,01 122,0366 5,05 95
33 2-Hydroxycinnamic acid 0,04 164,0472 5,12 89
34 Suberic acid 0,02 174,089 5,27 83
35 Salicylic acid 0,15 138,0314 5,35 93
36 Isoferulic acid 0,06 194,0576 5,68 85
37 Azelaic acid 0,14 188,1046 5,84 96
144 Phùng Văn Trung, Phạm Hồng Ngọc, Nguyễn Thị Hồng Thắm, Ngọ Thị Phương, Lê Ngọc Hùng, Lê Minh Hà
38 Perfluoro-1-butanesulfonic
acid (PFBS) 0,05 299,9499 5,98 96
39 Atenolol acid 0,17 267,1472 6,75 90
40 Hexadecanedioic acid 0,01 286,2141 8,14 96
41 16-Hydroxy
hexadecanoic acid 0,02 272,2351 8,74 95
42 Ursolic acid 0,02 456,3599 8,78 81
43 Stearic acid 0,01 284,2711 9,94 96 Aldehyde 0,55
44 3,5-di-tert-Butyl-4-
hydroxybenzaldehyde 0,04 234,1621 7,6 90
45 2,5-Dihydroxy
benzaldehyde 0,51 138,0314 4,02 88
Phenol 21,85
46 Catechol 0,01 110,0365 3,6 91
47 Gallic acid 0,15 170,0214 2,37 93
48 2,6-Dihydroxybenzoic
acid 0,03 154,0265 3,08 82
49 3-Methoxysalicylic acid 0,28% 168,0422 4,88 88
50 2-Methoxyresorcinol 21,34 140,0471 4,44 77
51 Benzophenone 0,04 182,0732 7,13 85 Muối 17,3
52
4-
Dodecylbenzenesulfo
nate
0,12 326,1912 8,14 95
53 Choline 17,18 103,0996 0,94 89 Ester 0,22
54 1-Stearoylglycerol 0,22 358,3081 9,39 87 Một số chất khác 4,10
55 6,7-Dihydroxy-4-
methylcoumarin 0,54 192,0422 5,23 83
56 Resorcinol
monoacetate 0,02 152,0471 4,4 89
57 7-Hydroxycoumarine 0,86 162,0315 4,44 72
58 Coumarin 0,17 146,0366 4,78 83
59 Erucamide 2,42 337,3344 9,65 90
60 Oleamide 0,05 281,2718 8,41 91
61 Oleoyl-L-α-
lysophosphatidic acid 0,04 436,2586 8,55 93
3.3. Kết quả xác định hàm lượng tổng polyphenol của cao
chiết cồn/nước đài hoa bụp giấm tươi Đắk Lắk
Bảng 3. Hàm lượng và thành phần polyphenol trong cao tổng
cồn nước của đài hoa bụp giấm
TT Tên chất
Tỷ lệ % (theo
cao tổng)
Hàm lượng
(mg GAE/g cao)
Tổng phenol (%) trong cao 21,85 7,091
1 Catechol 0,01 0,003
2 Gallic acid 0,15 0,049
3 2,6-Dihydroxybenzoic acid 0,03 0,010
4 3-Methoxysalicylic acid 0,28 0,091
5 2-Methoxyresorcinol 21,34 6,925
6 Benzophenone 0,04 0,013
Tổng hàm lượng polyphenol có trong cao tổng cồn
nước của đài hoa bụp giấm tươi xác định bằng phương pháp
thuốc thử phenol Folin – Ciocalteu là 7,09 mg GAE/g.
Bằng phương pháp HPLC – QTOF, nhóm tác giả đã xác
định được từng hoạt chất và tỷ lệ % của mỗi hoạt chất trên
trong tổng polyphenol (Bảng 3) và từ đó xác định định
lượng hàm lượng của từng polyphenol trong cao tổng cồn
nước của đài hoa bụp giấm dựa vào tổng hàm lượng
polyphenol được xác định. Kết quả được thể hiện ở Bảng
3. Các polyphenol có trong các cây dược liệu có tính chất
chống oxy hóa rất quan trọng để hỗ trợ điều trị các bệnh về
gan, dạ dày cũng như các bệnh về tim mạch, suy giảm trí
nhớ, tăng cường sức khỏe [6].
3.4. Kết quả xác định hàm lượng tổng flavonoid của cao
chiết cồn/nước đài hoa bụp giấm tươi Đắk Lắk
Nhóm tác giả đã tiến hành xác định hàm lượng tổng
flavonoid có trong cao tổng cồn nước của đài hoa bụp giấm
tươi theo phương pháp thuốc thử Neu. Kết quả cho thấy,
hàm lượng tổng flavonoid có trong cao tổng cồn nước của
đài hoa bụp giấm tươi là 3,45 mg QE/g. Bằng phương pháp
HPLC – QTOF, nhóm tác giả đã xác định được từng hoạt
chất và tỷ lệ % của mỗi hoạt chất trên trong tổng flavonoid
(Bảng 4), từ đó, nhóm tác giả định lượng hàm lượng của
từng flavonoid trong cao tổng cồn nước của đài hoa bụp
giấm dựa vào tổng hàm lượng flavonoid được xác định. Kết
quả được thể hiện ở Bảng 4. Các flavonoid có trong các cây
dược liệu thường thể hiện hoạt tính kháng viêm, kháng
khuẩn, chống oxy hóa và tiêu độc rất mạnh, dùng để hỗ trợ
điều trị các bệnh về huyết áp, tiểu đường và cúm [6].
Bảng 4. Hàm lượng và thành phần flavonoid trong cao tổng cồn
nước của đài hoa bụp giấm tươi
TT Tên chất Tỷ lệ %
(theo cao)
Hàm lượng
(mg QE/g cao)
Tổng flavonoid (%) trong cao 2,62 3,45
1 Epigallocatechin gallate 0,01 0,01
2 Rutin 0,43 0,57
3 Myricetin 0,44 0,58
4 Quercetin 1,43 1,88
5 Quercetin-3β-D-glucoside 0,17 0,22
6 Luteolin 0,14 0,19
3.5. Hoạt tính chống oxy hóa của cao tổng chiết
cồn/nước đài hoa bụp giấm
Kết quả thử hoạt tính chống oxy hóa trên hệ DPPH cho
thấy, cặn chiết cồn nước thể hiện hoạt tính chống oxy hóa
với giá trị SC50 là 128,2µg/ml. Giá trị SC50 của mẫu đài
hoa bụp giấm tươi thu tại Đắk Lắk cho giá trị thấp hơn
nhiều so với các mẫu được thu tại châu Phi là 0,24 mg/ml
[7]. Lý do chính của kết quả khó so sánh là do đài hoa bụp
giấm được sử dụng trong công bố trên là mẫu khô. Hoạt
tính chống oxy hóa của các hoạt chất phenol, flavonoid
trong mẫu đài hoa bụp giấm tươi liên quan tới khả năng hấp
thụ và trung hòa các gốc tự do nên là chỉ tiêu quan trọng để
đánh giá hoạt tính sinh học.
4. Kết luận
Bằng kỹ thuật sắc ký lỏng phân giải cao ghép nối khối
phổ gồm: Sắc ký lỏng Ultimate 3000 RSLC và khối phổ
phân giải cao Q Exactive Focus Orbitrap MS (Thermo
Scientific) và phát hiện các hợp chất dựa trên mzCloud
bằng việc ghép nối khối phổ MS/MS từ thư viện dữ liệu
phổ HRAM MS2 Spectral Libratory Match-mzCloud, 61
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 145
hợp chất đã được phát hiện có mặt trong cao tổng cồn nước
của đài hoa bụp giấm tươi (Hibiscus sabdariffla L.) được
thu hoạch tại Đắk Lắk vào tháng 9 năm 2016. Các nhóm
hợp chất chính có mặt trong cao chiết là amino axit và
amin, tiếp đến là các axit hữu cơ. Các nhóm hoạt chất có
hoạt tính sinh học cao cũng có mặt trong cao chiết là
flavonoid, polyphenol ở tỷ lệ thấp hơn. Hàm lượng đường
có trong cao chiết tổng cồn/nước khá thấp là 1,48 % nhưng
lại gây khó khăn khi chưng cất loại dung môi do dễ tạo bọt.
Các kết quả phân tích định lượng tổng hàm lượng
polyphenol bằng thuốc thử phenol Folin – Ciocalteu trong
dung dịch chiết cồn/nước là 7,09 mg GAE/g và tổng
flavonoid bằng thuốc thử Neu là 3,45 mg QE/ g cao tổng
cồn nước của đài hoa tươi. Từ kết quả phân tích sắc ký lỏng
khối phổ phân giải cao, nhóm tác giả cũng đã xác định hàm
lượng từng polyphenol và flavonoid trong các phân đoạn
trên. Kết quả nghiên cứu cho thấy sắc ký lỏng phân giải cao
ghép nối khối phổ là phương pháp hữu hiệu, nhanh và đơn
giản, có độ chính xác cao để nhận dạng và xác định thành
phần hóa học của cao chiết tổng và các cao chiết phân đoạn
của các dược liệu.
Lời cám ơn: Nhóm tác giả cám ơn Dự án Đầu tư xây
dựng phòng thí nghiệm chuyên ngành hóa dược đã đầu tư
thiết bị và kinh phí để thực hiện bài báo này. Cảm ơn Công
ty Năng lượng xanh đã cung cấp mẫu đài hoa bụp giấm để
thực hiện nghiên cứu này.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Cissé, M., Dornier, M., Sakho, M., Ndiaye, A., Reynes, M., Sock, O., “Le bissap (Hibiscus sabdariffa L.): Composition et principales
utilisations”, Fruits, 64 (3), 2009, pp. 179–193.
[2] Shan Lia, Chuanxing Wan, Lili Hec, Zhigang Yan, Kaishun Wanga,
Muhua Yuana, Zhifeng Zhanga, “Rapid identification and
quantitative analysis of chemical constituents of Gentiana veitchiorum by UHPLC-PDA-QTOF-MS”, Rev. bras. Farmacogn,
Vol. 27, No. 2, 2017, pp. 188 – 194.
[3] Siriwoharn T., Wrolstad R.E., Finn C.E., “Influence of cultivar,
maturity, and sampling on blackberry (Rubus L. Hybrids)
anthocyanins, polyphenolics, and antioxidant properties”, Journal of Agricultural and Food Chemistry, Vol. 52, 2004, pp. 8021 – 8030.
[4] Hariri E. B., Sallé G., Andary C., “Involvement of flavonoids in the
resistance of two poplar cultivars to mistletoe (Viscum album L.)”,
Protoplasma, 162 (1), 1991, pp. 20-26.
[5] T. Andzi BarhéG.R.Feuya Tchouya, “Comparative study of the anti-
oxidant activity of the total polyphenols extracted from Hibiscus
Sabdariffa L., Glycine max L. Merr., yellow tea and red wine through reaction with DPPH free radicals”, Arabian Journal of
Chemistry, Vol. 9, Issue 1, 2016, pp. 1-8.
[6] Mahadevan S., Pradeep K., “Hibiscuss sabdariffa Linn – an
overview”, Natural product Radiance, 8(1), 2009, pp. 77 - 83.
[7] Obouayeba Abba Pacôme, Djyh Nazaire Bernard, Diabate Sékou,
Djaman Allico Joseph, N'Guessan Jean David, Kone Mongomaké
và Koukou Tanoh Hilaire, “Phytochemical and antioxidant activity of Roselle (Hibiscus Sabdariffa L.) petal extracts”, Research Journal
of Pharmaceutical, Biological and Chemical Sciences, 5(2), 2014,
pp. 1453 - 1465.
(BBT nhận bài: 27/11/2017, hoàn tất thủ tục phản biện: 22/12/2017)